ЕЛЕКТРОТЕХНІКАlibrary.kpi.kharkov.ua/files/JUR/ee_2018_3.pdf · 2019. 5. 20. · ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2018.№3

««ЕЕЛЛЕЕККТТРРООТТЕЕХХННІІККАА ІІ ЕЕЛЛЕЕККТТРРООММЕЕХХААННІІККАА»» НАУКОВО-ПРАКТИЧНИЙ ЖУРНАЛ

Видання засновано Національним технічним університетом «Харківський політехнічний інститут» (НТУ «ХПІ») та Державною установою «Інститут технічних проблем магнетизму Національної академії наук України»

(ДУ «ІТПМ НАНУ») Журнал засновано у 2002 р.

Свідоцтво про державну реєстрацію друкованого засобу масової інформації Серія КВ 21021-10821ПР від 07.10.2014 р.

««EELLEECCTTRRIICCAALL EENNGGIINNEEEERRIINNGG && EELLEECCTTRROOMMEECCHHAANNIICCSS»»

INTERNATIONAL EDITORIAL BOARD Klymenko B.V. Editor-in-Chief, Professor, National Technical University "Kharkiv Polytechnic Institute" (NTU "KhPI"), Ukraine Sokol Ye.I. Deputy Editor, Professor, Corresponding member of NAS of Ukraine, Rector of NTU "KhPI", Ukraine Rozov V.Yu. Deputy Editor, Professor, Corresponding member of NAS of Ukraine, Director of State Institution "Institute of Technical Problems of Magnetism of the NAS of Ukraine"(SI "ITPM NASU"), Kharkiv, Ukraine Batygin Yu.V. Professor, Kharkiv National Automobile and Highway University, Ukraine Bíró O. Professor, Institute for Fundamentals and Theory in Electrical Engineering, Graz, Austria Bolyukh V.F. Professor, NTU "KhPI", Ukraine Doležel I. Professor, University of West Bohemia, Pilsen, Czech Republic Féliachi M. Professor, University of Nantes, France Gurevich V.I. Ph.D., Honorable Professor, Central Electrical Laboratory of Israel Electric Corporation, Haifa, Israel Kildishev A.V. Associate Research Professor, Purdue University, USA Kuznetsov B.I. Professor, SI "ITPM NASU", Ukraine Kyrylenko О.V. Professor, Member of NAS of Ukraine, Institute of Electrodynamics of NAS of Ukraine, Kyiv, Ukraine Podoltsev A.D. Professor, Institute of Electrodynamics of NAS of Ukraine, Kyiv, Ukraine Rainin V.E. Professor, Moscow Power Engineering Institute, Russia Rezynkina M.M. Professor, NTU "KhPI", Ukraine Rozanov Yu.K. Professor, Moscow Power Engineering Institute, Russia Shkolnik A.A. Ph.D., Central Electrical Laboratory of Israel Electric Corporation, member of CIGRE (SC A2 - Transformers), Haifa, Israel Yuferov V.B. Professor, National Science Center "Kharkiv Institute of Physics and Technology", Ukraine Vinitzki Yu.D. Professor, GE EEM, Moscow, Russia Zagirnyak М.V. Professor, Member of NAES of Ukraine, rector of Kremenchuk M.Ostrohradskyi National University, Ukraine Zgraja J. Professor, Institute of Applied Computer Science, Lodz University of Technology, Poland

НАЦІОНАЛЬНА РЕДАКЦІЙНА КОЛЕГІЯ* NATIONAL EDITORIAL BOARD* Клименко Б.В. головний редактор, професор, НТУ "ХПІ" Klymenko B.V. Editor-in-Chief, Professor, NTU "KhPI" Сокол Є.І. заступник головного редактора, Sokol Ye.I. Deputy Editor, Corresponding Member of член-кор. НАНУ, ректор НТУ "ХПІ" NAS of Ukraine, Rector of NTU "KhPI" Розов В.Ю. заступник головного редактора, Rozov V.Yu. Deputy Editor, Corresponding Member of член-кор. НАНУ, директор ДУ "ІТПМ НАНУ" NAS of Ukraine, Director of SI "ITPM NASU" Гречко О.М. відповідальний секретар, к.т.н., НТУ "ХПІ" Grechko O.M. Executive Managing Editor, Ph.D., NTU "KhPI"Баранов М.І. д.т.н., НДПКІ "Молнія" НТУ "ХПІ" Baranov M.I. Dr.Sc. (Eng.), Institute "Molniya" of NTU "KhPI"Буряковський С.Г. професор, директор НДПКІ "Молнія" НТУ "ХПІ" Buriakovskyi S.G. Professor, Director of Institute "Molniya" of NTU "KhPI"Буткевич О.Ф. професор, Інститут електродинаміки НАНУ Butkevych O.F. Professor, Institute of Electrodynamics of NAS of Ukraine Василів К.М. професор, НУ "Львівська Політехніка" Vasyliv K.M. Professor, Lviv Polytechnic National University Васьковський Ю.М. професор, Національний технічний університет Vaskovskyi Yu.M. Professor, National Technical University

України "Київський політехнічний інститут of Ukraine "Igor Sikorsky Kyiv Polytechnic ім. Ігоря Сікорського» Institute"

Гриб О.Г. професор, НТУ "ХПІ" Gryb O.G. Professor, NTU "KhPI" Гурин А.Г. професор, НТУ "ХПІ" Guryn А.G. Professor, NTU "KhPI" Жемеров Г.Г. професор, НТУ "ХПІ" Zhemerov G.G. Professor, NTU "KhPI" Клепіков В.Б. професор, НТУ "ХПІ" Klepikov V.B. Professor, NTU "KhPI" Мілих В.І. професор, НТУ "ХПІ" Milykh V.І. Professor, NTU "KhPI" Михайлов В.М. професор, НТУ "ХПІ" Mikhaylov V.М. Professor, NTU "KhPI" Омельяненко В.І. професор, НТУ "ХПІ" Omel’yanenko V.І. Professor, NTU "KhPI" Петрушин В.С. професор, ОНПУ, Одеса Petrushin V.S. Professor, Odessa National Polytechnic UniversityПуйло Г.В. професор, ОНПУ, Одеса Puilo G.V. Professor, Odessa National Polytechnic UniversityРезинкін О.Л. професор, НТУ "ХПІ" Rezynkin O.L. Professor, NTU "KhPI" Сосков А.Г. професор, ХНУМГ імені О.М. Бекетова Soskov А.G. Professor, O.M. Beketov National University of Urban Economy (NUUE) in Kharkiv Щербак Я.В. професор, ХНУМГ імені О.М. Бекетова Shcherbak Ya.V. Professor, O.M. Beketov NUUE in Kharkiv * Члени національної редакційної колегії працюють у провідних українських наукових, освітніх та дослідницьких установах

* Members of National Editorial Board work in leading Ukrainian scientific, educational and research institutions

Адреса редакції / Editorial office address: Кафедра "Електричні апарати", НТУ "ХПІ", вул. Кирпичова, 2, м. Харків, 61002, Україна Dept. of Electrical Apparatus, NTU "KhPI", Kyrpychova Str., 2, Kharkiv, 61002, Ukraine тел. / phone: +380 57 7076281, +380 67 3594696, e-mail: [email protected] (Гречко Олександр Михайлович / Grechko O.M.) ISSN (print) 2074-272X © Національний технічний університет "Харківський політехнічний інститут", 2018 ISSN (online) 2309-3404 © ДУ "Інститут технічних проблем магнетизму Національної академії наук України", 2018

Підписано до друку 08.06.2018 р. Формат 60 х 90 ⅛. Папір – офсетний. Друк – лазерний. Друк. арк. 9,25. Наклад 200 прим. Зам. 66/172-03-2018. Ціна договірна.

Надруковано ТОВ "Друкарня "Мадрид", Україна, 61024, м. Харків, вул. Максиміліанівська, 11

ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2018. 3

ЕЕ ЛЛ ЕЕ КК ТТ РР ОО ТТ ЕЕ ХХ НН ІІ КК АА ІІ ЕЕ ЛЛ ЕЕ КК ТТ РР ОО ММ ЕЕ ХХ АА НН ІІ КК АА

EELLEECCTTRRIICCAALL EENNGGIINNEEEERRIINNGG && EELLEECCTTRROOMMEECCHHAANNIICCSS

ННаа уу ккооввоо --ппрраа ккттииччнниийй жжууррннаалл

ХП І SS cc ii ee nn tt ii ff ii cc aa nn dd pp rr aa cc tt ii cc aa ll jj oo uu rr nn aa ll

ЕЕІІЕЕ Рекомендовано до видання Вченою радою НТУ «ХПІ», протокол 5 від 25.05.2018

та Вченою радою ДУ «ІТПМ НАНУ», протокол 4 від 14.05.2018 22001188//33ЗЗММІІССТТ

ЕЕллееккттррооттееххннііккаа.. ВВииззннааччнніі ппооддііїї.. ССллааввееттнніі ііммееннаа Баранов М.И. Антология выдающихся достижений в науке и технике. Часть 44: Традиционная энергетика. Атомные электрические станции: ретроспектива, состояние и перспективы их развития ...................................... 3

ЕЕллееккттррооттееххннііччнніі ккооммппллееккссии ттаа ссииссттееммии.. ССииллоовваа ееллееккттррооннііккаа Василів К.М. Закономірності електромагнітних процесів безконтактної системи збудження асинхронізованого генератора на базі каскадного трифазно-трифазного модулятора напруги за схемою в одну зірку ..................... 17 Задорожняя И.Н., Задорожний Н.А. Синтез двухмассового электропривода с астатической системой подчиненного регулирования при действии переменных сил трения ...................................................................... 23 Лозинський О.Ю., Паранчук Я.С., Паранчук Р.Я., Матіко Ф.Д. Розвиток методів та засобів комп’ютерного моделювання для дослідження електричних режимів дугової сталеплавильної печі ............................................. 28

ТТееххннііккаа ссииллььнниихх ееллееккттррииччнниихх ттаа ммааггннііттнниихх ппоолліівв.. ККааббееллььннаа ттееххннііккаа Баранов М.И. Энергетические характеристики грозового облака тропосферы Земли: особенности их расчета и прикладного применения ........................................................................................................................................... 37 Batygin Yu.V., Chaplygin E.A., Shinderuk S.A., Strelnikova V.A. The main inventions for technologies of the magnetic-pulsed attraction of the sheet metals. A brief review............................................................................. 43 Бойко Н.И., Макогон А.В., Маринин А.И. Энергоэффективность обеззараживающей обработки текучих пищевых продуктов при помощи высоковольтных импульсных воздействий ....................................................... 53

ЕЕллееккттррииччнніі ссттааннццііїї,, ммеерреежжіі іі ссииссттееммии Glaoui H., Harrouz A. Sliding mode control of the DFIG used in wind energy system ............................................... 61 Нижевский И.В., Нижевский В.И. Методика натурных измерений сопротивления заземляющего устройства ...... 68

ЮЮввііллееїї Юхимчук Владимир Данилович (к 80-летию со дня рождения) ........................................................................... 72

ІІннффооррммааццііяя Міжнародний Симпозіум «Проблеми електроенергетики, електротехніки та електромеханіки (SIEMA'2018)» .............................................................................................................................................................. 73

TTAABBLLEE OOFF CCOONNTTEENNTTSS

EElleeccttrriiccaall EEnnggiinneeeerriinngg.. GGrreeaatt EEvveennttss.. FFaammoouuss NNaammeess Baranov M.I. An anthology of the distinguished achievements in science and technique. Part 44: Traditional power engineering. Nuclear power stations: retrospective view, state and prospects of their development ................................ 3

EElleeccttrrootteecchhnniiccaall CCoommpplleexxeess aanndd SSyysstteemmss.. PPoowweerr EElleeccttrroonniiccss Vasyliv K.M. Regularities of electromagnetic processes of a contactless excitation system of an asynchronized generator based on a cascade three-phase-three-phase voltage modulator in a single-star circuit................................... 17 Zadorozhniaia I.N., Zadorozhniy N.A. Synthesis of a two-mass electric drive with an astatic system of subordinate regulation at the action of variable friction forces ........................................................................................................... 23 Lozynskyi O.Y., Paranchuk Y.S., Paranchuk R.Y., Matico F.D. Development of methods and means of computer simulation for studying arc furnace electric modes ......................................................................................................... 28

HHiigghh EElleeccttrriicc aanndd MMaaggnneettiicc FFiieelldd EEnnggiinneeeerriinngg.. CCaabbllee EEnnggiinneeeerriinngg Baranov M.I. Power descriptions of a storm cloud of troposphere of Earth: features of their calculation and applied utilization......................................................................................................................................................................... 37 Batygin Yu.V., Chaplygin E.A., Shinderuk S.A., Strelnikova V.A. The main inventions for technologies of the magnetic-pulsed attraction of the sheet metals. A brief review............................................................................. 43 Boyko M.I., Makogon A.V., Marynin A.I. Energy efficiency of the disinfection treatment of liquid food-stuffs by high-voltage pulse effects ................................................................................................................................................ 53

2 ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2018. 3

PPoowweerr SSttaattiioonnss,, GGrriiddss aanndd SSyysstteemmss Glaoui H., Harrouz A. Sliding mode control of the DFIG used in wind energy system ............................................... 61 Nizhevskyi I.V., Nizhevskyi V.I. A technique of full-scale measurements of the resistance of the grounding device ...... 68

AAnnnniivveerrssaarriieess Yukhymchuk V.D. (on the 80th anniversary of his birth).............................................................................................. 72

IInnffoorrmmaattiioonn International Symposium «Problems of Electric Power Engineering, Electrical Engineering and Electromechanics (SIEMA'2018)» ............................................................................................................................................................... 73

ШАНОВНІ ЧИТАЧІ! Науково-практичний журнал «Електротехніка і Електромеханіка» – передплатне видання. Вартість передплати на 2018 рік – 330,18 грн., на два місяці – 55,03 грн., на чотири місяці – 110,06 грн., на шість місяців – 165,09 грн., на вісім місяців – 220,12 грн., на десять місяців – 275,15 грн. Передплатний індекс у каталозі ПАТ «УкрПошта»: 01216.

ШАНОВНІ АВТОРИ ЖУРНАЛУ! Постановою президії ВАК України від 15 січня 2003 р. 1-08/5 науково-практичний журнал «Електротехніка і Електромеханіка» внесено до Переліку наукових фахових видань України, в яких можуть публікуватися результати дисертаційних робіт на здобуття наукових ступенів доктора і кандидата наук та перереєстровано Наказом МОН України 1328 від 21 грудня 2015 р. Журнал зареєстровано як фаховий з 1 2002 року.

Починаючи з 2005 року згідно з договором між редакцією журналу «Електротехніка і Електро-механіка» та Всеросійським інститутом наукової та технічної інформації Російської академії наук (ВИНИТИ РАН), інформація про статті з журналу за відбором експертів ВИНИТИ розміщується у Реферативному журналі (РЖ) та Базах даних (БД) ВИНИТИ. Починаючи з 1 за 2006 р. згідно з Наказом МОН України 688 від 01.12.2005 р. журнал надсилається до УкрІНТЕІ.

Електронна копія журналу «Електротехніка і Електромеханіка», зареєстрованому у Міжнародній системі реєстрації періодичних видань під стандартизованим кодом ISSN 2074-272X, надсилаєть-ся до Національної бібліотеки України ім. В.І. Вернадського і, починаючи з 2005 р., представлена на сайті бібліотеки (http://nbuv.gov.ua/) в розділі «Наукова періодика України», а також на офіцій-ному сайті журналу (http://eie.khpi.edu.ua/).

Починаючи з 1 за 2016 р. усі статті на сайті доступні на двох мовах – обов'язково англійською, а також російською або українською. Також кожній статті в журналі присвоюється унікальний цифровий ідентифікатор DOI (Digital Object Identifier) від організації Crossref (http://crossref.org/).

Журнал «Електротехніка і Електромеханіка» включений у довідник періодичних видань Ulrich’s Periodical Directory, представлений у загальнодержавній реферативній базі даних «Україніка Наукова», реферативному журналі «Джерело», індексується у наукометричній базі даних Web of Science Core Collection: Emerging Sources Citation Index (ESCI), що рекомендована МОН України, а також у таких міжнародних базах даних: Index Copernicus (ICV2016:92.55), Российский Индекс Научного Цитирова-ния – РИНЦ (ELIBRARY), і входить до баз даних EBSCO, ProQuest, GALE, DOAJ тощо.

Звертаємо увагу авторів на необхідність оформлення рукописів статей відповідно до Вимог, які наведені на офіційному сайті журналу (http://eie.khpi.edu.ua/), розміщеному на платформі «Наукова періодика України» (http://journals.uran.ua/). Статті, оформлені згідно з Вимогами, будуть публіку-ватися у першу чергу.

Електротехніка. Визначні події. Славетні імена

ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2018. 3 3

© М.И. Баранов

УДК 621.3: 537.8: 910.4 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.01

М.И. Баранов

АНТОЛОГИЯ ВЫДАЮЩИХСЯ ДОСТИЖЕНИЙ В НАУКЕ И ТЕХНИКЕ. ЧАСТЬ 44: ТРАДИЦИОННАЯ ЭНЕРГЕТИКА. АТОМНЫЕ ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ СТАНЦИИ: РЕТРОСПЕКТИВА, СОСТОЯНИЕ И ПЕРСПЕКТИВЫ ИХ РАЗВИТИЯ Наведено короткий науково-технічний огляд про ретроспективу, сучасний стан і тенденціях у розвитку світової ядерної енергетики. Приведені ядерно-фізичні основи функціонування і описані основні пристрої ядерного реактора на урані та те-плових нейтронах, що широко використовується на атомних електричних станціях (АЕС). Представлена класифікація ядерних реакторів. Надані дані про ядерне паливо, що вживається на АЕС, і радіоактивних відходах ядерних реакторів АЕС. Вказані заходи для підвищення безпеки ядерних реакторів і АЕС. Відмічена важлива роль АЕС у річному обсязі вироблення електроенергії в світі і низці країн. Вказані переваги і недоліки АЕС. Розглянута ядерна енергетика України. Позначені осно-вні проблеми і перспективи розвитку в світі і Україні ядерної енергетики. Бібл. 20, табл. 1, рис. 13. Ключові слова: ядерна фізика і енергетика, ядерний реактор, атомна електрична станція, безпека ядерного реактора і атомної електричної станції, проблеми і перспективи розвитку ядерної енергетики. Приведен краткий научно-технический обзор о ретроспективе, современном состоянии и тенденциях в развитии мировой ядерной энергетики. Приведены ядерно-физические основы функционирования и описаны основные устрой-ства ядерного реактора на уране и тепловых нейтронах, широко используемого на атомных электрических станциях (АЭС). Представлена классификация ядерных реакторов. Приведены данные о применяемом на АЭС ядерном топливе и радиоактивных отходах ядерных реакторов АЭС. Указаны меры для повышения безопасности ядерных реакторов и АЭС. Отмечена важная роль АЭС в годовом объеме выработки электроэнергии в мире и ряде стран. Указаны преиму-щества и недостатки АЭС. Рассмотрена ядерная энергетика Украины. Обозначены основные проблемы и перспекти-вы развития в мире и Украине ядерной энергетики. Библ. 20, табл. 1, рис. 13. Ключевые слова: ядерная физика и энергетика, ядерный реактор, атомная электрическая станция, безопасность ядерного реактора и атомной электрической станции, проблемы и перспективы развития ядерной энергетики.

Введение. Как известно, впервые в мире управ-ляемая цепная ядерная реакция в природном уране 92

238U, содержащем не более 0,71 % на единицу веса редкий делящийся медленными (тепловыми) нейтро-нами изотоп урана 92

235U [1], была осуществлена 2 декабря 1942 г. группой ученых-физиков и инжене-ров Чикагского университета (США), возглавляемой лауреатом Нобелевской премии по физике за 1938 г., профессором Энрико Ферми [2, 3]. Первый в мире уран-графитовый ядерный реактор в форме эллипсои-да вращения (при полярном по вертикали радиусе около 3,09 м и экваториальном радиусе по горизонта-ли около 3,88 м), получивший название «Chicago Pile-1» или CP-1 («Чикагская поленница») и содер-жащий по радиусу 57 слоев уран-графитовых блоков (при 46 тоннах природного урана, из которых 6 тонн составлял металлический уран, а 40 тонн − диоксид урана, и 385 тоннах блочного графита особо высокой чистоты [3]), обеспечил получение самоподдержи-вающейся управляемой (за счет радиально вводимых по пяти трехуровневым горизонтальным каналам в активную зону реактора поглощающих замедленные графитом тепловые нейтроны кадмиевых стержней) цепной ядерной реакции [2]. При минимальных уров-нях мощности энерговыделения (около 0,5 Вт) и ра-диоактивности для персонала в этом неохлаждаемом ядерном реакторе был достигнут коэффициент раз-множения kp нейтронов, практически равный единице [3]. Под kp, определяющим реактивность ρp=(kp–1) ядерного реактора, понимается отношение числа ней-тронов в одном из последующий поколений от деле-ния ядер изотопа урана 92

235U к их числу в предыду-щем поколении от деления указанных ядер [1]. Имен-но создание уран-графитового ядерного реактора от-крыло магистральный путь к военному и мирному

использованию внутриядерной энергии ряда радиоак-тивных химических элементов (например, изотопа урана 92

235U и изотопа плутония 94239Pu [1, 3]). Отме-

тим, что в рамках работ по Урановому проекту наци-стской Германии (научный руководитель проекта − лауреат Нобелевской премии по физике за 1932 г., профессор Вернер Гейзенберг) полноценная управ-ляемая цепная ядерная реакция в уране 92

235U была получена лишь в феврале 1945 г. в эксперименте, проведенном в горной выработке вблизи Хайгерлоха [2]. Спустя практически около двух месяцев ядерная программа Германии из-за поражения последней во Второй мировой войне прекратила свое существова-ние. Укажем и то, что в бывшем СССР первый совет-ский опытный уран-графитовый ядерный реактор, созданный под научным руководством академика АН СССР Игоря Васильевича Курчатова в Лаборатории 2 (ныне РНЦ «Курчатовский институт», Российская Федерация (РФ), г. Москва) и получивший название Ф-1 (на мой взгляд, буква «Ф» в названии реактора происходит от фамилии выдающегося итальянско-американского физика-ядерщика Ферми, первым изо-бретшим этот тип гетерогенного ядерного реактора − это своеобразная дань уважения советских физиков-ядерщиков этому всемирно известному ученому), 25 декабря 1946 г. был выведен в свое критическое состояние (kp≈1) [2]. Реактор Ф-1 имел практически форму шара диаметром до 7,5 м, в центральной части которого диаметром около 6 м по отверстиям в гра-фитовых блоках были размещены рабочие урановые и управляемые кадмиевые стержни. Он не имел систе-мы охлаждения и поэтому работал на минимальных уровнях мощности. На основе опытных данных, по-лученных на реакторе Ф-1, в июле 1948 г. на Южном


Урале (г. Озерск) был создан первый советский про-мышленный уран-графитовый реактор, имевший на-звание А-1 и предназначенный для наработки ору-жейного плутония 94

239Pu для первых советских атом-ных бомб [2, 4]. Важно подчеркнуть, что еще в 1948 г. (до окончания работ по созданию первой советской плутониевой атомной бомбы, успешно взорванной на Южном ядерном полигоне СССР 29 августа 1949 г. [4, 5]) академик АН СССР Курчатов И.В. добился по соответствующему решению Правительства СССР начала проведения опытно-конструкторских работ по практическому мирному применению энергии атома для получения электроэнергии. В мае 1950 г. в г. Об-нинске (Калужская обл., РФ), где тогда был располо-жен один из советских лидеров в области реакторо-строения «Физико-энергетический институт» (сейчас это всемирно известный ГНЦ РФ «Физико-энергетический институт им. А.И. Лейпунского» [6]), началось строительство Обнинской атомной электри-ческой станции (АЭС) с установленной мощностью 5 МВт [2]. 27 июня 1954 г. Обнинская АЭС (рис. 1) бы-ла введена в опытную эксплуатацию. Она оказалась первой в мире АЭС, подключенной к общей электри-ческой сети [2].

Рис. 1. Общий вид главного корпуса первой в мире опытно-промышленной Обнинской АЭС с установленной мощно-стью 5 МВт (г. Обнинск, Калужская обл., РФ, 1954 г.) [7]

В 1958 г. в бывшем СССР была введена в строй 1-

я очередь Сибирской АЭС (г. Томск) с мощностью 100 МВт (вскоре АЭС была доведена до проектной мощно-сти в 600 МВт) [2]. 26 апреля 1964 г. 1-я очередь Бело-ярской АЭС (Средний Урал, РФ) дала электрический ток своим потребителям. В сентябре 1964 г. был сдан 1-й энергоблок Нововоронежской АЭС с установлен-ной мощностью 210 МВт [2, 7]. 2-й энергоблок этой АЭС с установленной мощностью 365 МВт был запу-щен в декабре 1969 г. В 1973 г. произошла сдача в экс-плуатацию 1-го энергоблока Ленинградской АЭС с установленной мощностью в 1000 МВт.

Укажем, что за пределами бывшего СССР первая АЭС промышленного назначения с установленной мощностью 46 МВт была введена в эксплуатацию в 1956 г. в г. Колдер-Холле (Великобритания) [2]. В 1957 г. США запустили свою первую АЭС в г. Шип-пингпорте с установленной мощностью 60 МВт. В 1959 г. свою первую АЭС построила Франция, в 1961 г. − Германия, в 1962 г. − Канада, в 1964 г. − Швеция и в 1966 г. − Япония [2, 7]. В 1976 г. по всему миру были начаты работы по сооружению рекордного ко-

личества АЭС за всю историю мировой ядерной энер-гетики, насчитывающего 44 новых атомных станций. В 1979 г. в США произошла серьезная авария на АЭС «Три-Майл-Айленд», приведшая к длительному «за-мораживанию» американской ядерной энергетиче-ской программы [2]. Заметим, что в США к идее вве-дения в строй новых мирных ядерных мощностей вер-нулись только в начале 21-го столетия. Только в тече-ние 1984-1985 гг. в мире было построено 33 новых АЭС [2]. Масштабная катастрофа 26 апреля 1986 г. на Чернобыльской АЭС (взрыв ядерного реактора 4-го энергоблока мощностью 1000 МВт) отрицательным образом отразилась не только на ядерной энергетике бывшего СССР и затем независимой Украины, но и на всей ядерной энергетике промышленно развитых стран мира. Безусловно, что негативное влияние на мировую атомную энергетику оказала и недавняя катастрофа на АЭС «Фукусима-1», произошедшая в марте 2011 г. в Японии из-за сильного землетрясения в близлежащей зоне разлома коры Земли и последовавшими за ним огромными океаническими волнами (цунами) [8]. Не-сомненный научно-технический и просветительский интерес представляет обзор современного состояния и возможных перспектив развития мировой ядерной энергетики, имеющей для человечества огромное со-циально-экономическое значение.

Целью статьи является составление на основе опубликованных материалов научно-технического обзора о ретроспективе, современном состоянии, ос-новных достижениях, проблемах и перспективах раз-вития в мире ядерной энергетики с ее мощными АЭС.

1. Общая характеристика АЭС, ее основных схем построения и энергоагрегатов. Как известно, АЭС является важным стратегическим объектом любо-го государства мира, содержащим ядерную установку с необходимыми техническими сооружениями и техно-логическими системами, предназначенную для про-мышленного производства электроэнергии (тепла) [7, 8]. Стоимость сооружения АЭС по современным экспертным оценкам составляет около 2300 $ USA за 1 кВт электрической мощности указанной ядерной уста-новки, обычно называемой «ядерным реактором» [8]. Исходя из этого, примерная стоимость строительства на АЭС ее одного энергоблока мощностью 1000 МВт будет составлять не менее 2,3 миллиардов $ USA. Как видим, ядерная энергетика является той отраслью эко-номики страны, которая требует вложения огромных финансовых инвестиций. На рис. 2 и 3 в укрупненном виде приведены схемы построения современных АЭС с мощными ядерными реакторами и энергоблоками по-вышенной безопасности [2, 7, 8].

Согласно данным рис. 2 и 3 «сердцем» АЭС и ее каждого энергоблока является ядерный реактор (при-нятая нами аббревиатура ВВЭР-1000 означает «водо-водяной энергетический реактор мощностью 1000 МВт»), превращающий в активной зоне с урановыми сборками тепловыделяющих систем (ТВС) подавае-мую в него очищенную воду с добавлением раствора борной кислоты в некипящую бороводную смесь с температурой до 320 С, направляемую главным цир-куляционным насосом по первому радиоактивному контуру в парогенератор.


Рис. 2. Схема современной АЭС на двухконтурном водо-водяном энергетическом ядерном реакторе типа ВВЭР-1000 [8]

Рис. 3. Схема устройства мощного энергоблока современной АЭС с ядерным реактором типа ВВЭР-1000 [8]

Рабочее давление бороводной смеси в первом кон-туре ядерного реактора типа ВВЭР-1000 составляет до 160 атм (16,2 МПа) [8]. Компенсатор давления в данном контуре служит для выравнивания колебаний давления, обусловленных тепловым расширением его теплоноси-теля. В теплообменнике парогенератора эта смесь на-гревает до кипения воду второго нерадиоактивного замкнутого контура, перегретый пар которого под дав-лением около 63 атм (6,4 МПа) направляется на паровую турбину (см. рис. 2 и 4), вращающую ротор синхронного генератора, вырабатывающего электричество. С выход-ного патрубка паровой турбины отработанный пар на-правляется в конденсатор, где охлаждается потоками воды с пруда-охладителя (градирни) и с помощью цир-куляционного насоса этого замкнутого контура подается снова в теплообменник парогенератора. Отметим, что применение в первом контуре ядерного реактора вместо воды жидкометаллического теплоносителя (например, натрия) позволяет существенно упростить конструкцию его металлического корпуса в активной зоне (давление его жидкометаллического теплоносителя не превышает атмосферное) и избавиться в нем от компенсатора дав-

ления [7, 8]. Остановимся далее на ядерно-физических особенностях функционирования мощных ядерных ре-акторов АЭС.

Рис. 4. Монтаж в машинном зале АЭС мощной отечествен-ной паровой турбины ПТ-1000 (справа по оси турбины виден корпус соответствующего турбогенератора) [9]

1.1. Ядерная физика и ядерный реактор. Из атомной физики известно, что самопроизвольному пере-ходу микрочастицы вещества в иное состояние препят-


ствует энергетический барьер. Преодолеть этот барьер она может лишь только двумя путями [1]: либо за счет кинетической энергии сталкивающихся частиц, либо за счет энергии связи присоединяющейся частицы. Возбу-ждение вещества присоединяющимися частицами не требует больших значений их кинетической энергии. Главное тут иметь эти частицы, приводящие к протека-нию в возбуждаемом веществе «экзоэнергетических реакций», при которых в следующем за возбуждением превращении вещества выделяется энергии больше, чем требуется для его самого возбуждения. При получении таким путем энергии в макроскопических масштабах такие реакции в веществе должны быть цепными − сле-дующими одна за другой. Цепные реакции в веществе могут возникать только тогда, когда возбуждающие в нем экзоэнергетическую реакцию частицы появляются снова как продукт протекания этих экзоэнергетических реакций. Физики-ядерщики долго искали подобное ве-щество (химический элемент) и подобные микрочасти-цы, приводящие к возникновению в нем «цепных ядер-ных реакций» и соответственно к выделению больших значений внутриядерной энергии. В январе 1939 г. авст-рийско-немецкий «тандем» физиков Отто Фриш и Лиза Мейтнер, интерпретируя результаты проведенного на-кануне в декабре 1938 г. ядерного эксперимента немец-кими учеными Отто Ганом и Фрицем Штрассманом, пришли к выводу о протекании в облученном потоком нейтронов природном уране 92

238U ядерной реакции де-ления «материнских» ядер его изотопа 92

235U на два ос-колка с их «дочерними» ядрами и испусканием несколь-ких быстрых нейтронов [3, 10]. Научное открытие цеп-ной ядерной реакции деления в изотопе урана 92

235U ука-зывало на практическую реальность освоения ядерной энергией как для военных, так и мирных целей. Теперь мы знаем, что при каждом акте деления одного ядра изотопа урана 92

235U высвобождается энергия примерно в 197 МэВ (3,15·10-11 Дж) и «рождается» в среднем 2,47 быстрых нейтрона [1, 3]. Большая часть быстрых ней-тронов (с энергией до 0,7 МэВ [1]) при этой ядерной реакции деления испускается практически мгновенно (за время порядка времени релаксации свободных электро-нов в медном проводнике − 10-14 с [1]), а примерно 0,75 % от всех вторичных нейтронов испускается осколками ядерного деления с запаздыванием во времени, равным (0,05 − 60) с [1, 3]. Такие нейтроны в ядерной физике получили название «запаздывающих», играющих важ-ную роль в управлении цепными ядерными реакциями в реакторах АЭС, работающих на тепловых нейтронах. Для устойчивого протекания цепной ядерной реакции в изотопе урана 92

235U в нем должны отсутствовать приме-си, поглощающие нейтроны, а также необходимо нали-чие минимального количества ядерного вещества, назы-ваемого критической массой [1, 3]. Кроме того, энергия нейтронов в активной зоне с ядерным топливом должна быть достаточной для того, чтобы вызвать деление ядер изотопа урана 92

235U. При использовании в реакторе для этих целей медленных нейтронов их энергия составляет ~0,025 эВ [1, 3]. Управляемая цепная ядерная реакция в изотопе урана 92

235U лежит в основе построения ядерных реакторов, работающих на медленных нейтронах и ис-пользуемых на АЭС. На рис. 5 приведено уникальное фотоизображение активной зоны работающего водо-водяного ядерного реактора [2].

Ядерный реактор (рис. 6) состоит из следующих основных частей [2]: активной зоны с ядерным топли-

вом и замедлителем нейтронов; отражателя нейтро-нов, окружающего активную зону реактора; жидкого (обычно очищенной воды) теплоносителя, отбираю-щего тепло у ядерных сборок ТВС и передающего его в парогенератор энергоблока АЭС; системы управле-ния цепной ядерной реакцией в активной зоне реакто-ра; аварийной защиты реактора; радиационной защи-ты реактора; системы дистанционного управления работой реактора.

Рис. 5. Редчайший вид активной зоны действующего иссле-довательского водо-водяного ядерного реактора (в активной зоне этого типа реактора отчетливо наблюдается голубое свечение, вызванное излучением Вавилова-Черенкова) [2]

Рис. 6. Упрощенная схема устройства гетерогенного ядер-ного реактора на тепловых нейтронах (1 − управляющий стержень; 2 − массивная радиационная защита; 3 − тепло-изолирующий корпус; 4 − замедлитель нейтронов; 5 − ядер-

ное топливо; 6 − жидкий теплоноситель) [2]

Данные рис. 5 наглядно демонстрируют для чи-тателя сложные ядерно-физические процессы, проте-


кающие в активной зоне водо-водяного ядерного ре-актора, работающего на тепловых нейтронах. При этих процессах в активной зоне реактора идет образо-вание мощных нейтронных потоков и быстрых заря-женных микрочастиц, вызывающих интенсивное из-лучение Вавилова-Черенкова в водяном теплоносите-ле реактора. Напомним, что эффект Вавилова-Черенкова обусловлен излучением электромагнитной энергии (света) быстро движущейся со скоростью ve заряженной микрочастицей в оптически прозрачной среде, когда ve>c/n [1, 3], где c = 3·108 м/с − скорость света в вакууме; n − показатель преломления теплоно-сителя (для воды n≈1,33 [1]).

Текущее состояние любого ядерного реактора характеризуется двумя показателями [2]: коэффици-ентом размножения kp нейтронов в его активной зоне и реактивностью ρp. При kp≈1 и ρp≈0 число делений ядер изотопа урана 92

235U в активной зоне реактора постоянно и ядерный реактор находится в стабиль-ном критическом состоянии. Обращение коэффици-ентом размножения kp нейтронов в единицу достига-ется сбалансированием процесса размножения ней-тронов в активной зоне реактора и их потерями. В ядерном реакторе существуют две основные причины потерь нейтронов [2, 8]: первая − захват нейтронов ядрами урана без их деления; вторая − уход нейтро-нов за пределы зоны размножения. Управление цеп-ной ядерной реакцией деления ядер изотопа урана 92

235U в сборках ТВС обеспечивается «запаздываю-щими» нейтронами. Именно за счет значительного времени «жизни» в активной зоне реактора «запазды-вающих» нейтронов его система управления успевает переместить управляющие стрежни-поглотители (из-готавливаются обычно из бора или кадмия) и тем са-мым выбрать для ядерного реактора необходимый коэффициент размножения kp нейтронов и соответст-венно его реактивность ρp. Отметим то одно важное обстоятельство, что в описываемом ядерном реакторе на тепловых нейтронах ядра природного урана 92

238U, захватив быстрые нейтроны от деления ядер изотопа урана 92

235U или нейтроны в процессе их замедления, не испытывают своего деления. Такие возбужденные ядра урана 92

238U в процессе длинной цепочки ядер-ных превращений (в течение времени, равном до 2,3 суток) переходят в стабильные ядра оружейного изо-топа плутония 94

239Pu, которые, как и ядра изотопа урана 92

235U, могут делиться в урановых сборках ТВС реактора под действием тепловых нейтронов [1, 3].

1.1.1. Классификация ядерных реакторов. По конструкции современные ядерные реакторы АЭС подразделяются на две большие группы [11]:

канальные реакторы (ядерные сборки ТВС в них размещаются в отдельных каналах, пронизывающих его активную зону и выполненных в графитовых бло-ках замедлителей нейтронов; сборки друг с другом персоналом могут меняться местами и обтекаются потоком жидкого теплоносителя);

корпусные реакторы (ядерные сборки ТВС в них стационарно размещаются внутри массивного метал-лического корпуса, а активная зона омывается интен-сивным потоком жидкого теплоносителя).

На рис. 7 и 8 приведены общие виды соответст-венно канального и корпусного типов ядерных реак-торов, применяемых на АЭС Украины [2, 9, 12].

Рис. 7. Общий вид мощного ядерного реактора типа РБМК-

1000, установленного в реакторном цеху одного из 4-х эксплуатировавшихся энергоблоков Чернобыльской АЭС

(до катастрофы в 1986 г.), со стороны его сборной из отдельных свинцовых блоков верхней защитной крышки [2, 9]

Рис. 8. Схема устройства мощного ядерного реактора типа ВВЭР-1000 (1 − привод СУЗ; 2 − защитная крышка реакто-ра; 3 − корпус реактора; 4 − блок БЗТ; 5 − водная шахта;

6 − выгородка активной зоны; 7 − сборки ТВС) [9]

Как известно, в апреле 1986 г. на 4-ом энерго-блоке ЧАЭС именно на ядерном реакторе РБМК-1000


большой мощности канального типа с тепловой мощ-ностью 1000 МВт произошла самая тяжелая в миро-вой истории атомной энергетики авария, подорвавшая веру людей в безопасность ядерных реакторов. Неко-торые страны (например, Италия) после катастрофы на Чернобыльской АЭС приняли законы, запрещаю-щие размещение АЭС на ее территории (уже действо-вавшие атомные станции были остановлены, а их ядерные реакторы законсервированы) [8]. В Германии приняты правительственные решения по сокращению количества работающих на ее территории АЭС [2, 8].

В настоящее время наиболее безопасной конст-рукцией мощного ядерного реактора на тепловых нейтронах, используемого на современных АЭС, яв-ляется приведенная на рис. 8 конструкция реактора типа ВВЭР-1000 [9, 12]. Габаритные размеры такого ядерного реактора составляют [9]: высота − до 20 м, а диаметр корпуса − до 4,5 м. Управление и регулиро-вание процесса протекания цепных ядерных реакций в сборках ТВС, заполненных урановыми тепловыде-ляющими элементами (ТВЭЛ) пластинчатой или ци-линдрической формы, и процесса нагрева водного теплоносителя ядерного реактора типа ВВЭР-1000 выполняется с помощью стержней системы управле-ния и защиты (СУЗ) и блока защитных труб (БЗТ). Корпус такого реактора рассчитывается на макси-мальное давление перегретой смеси его водяного теп-лоносителя, составляющее около 160 атм [8].

Интересно, что геометрическая форма ядерного реактора выбирается из условия минимума отноше-ния площади его массивного радиационно-стойкого корпуса к занимаемому им объему. Этому условию соответствуют формы сферы, короткого цилиндра и куба [1]. Делается это для минимизации утечки ней-тронов из активной зоны ядерного реактора, имею-щей в критическом состоянии реактора (kp≈1; ρp≈0) критический объем (для современных ядерных реак-торов этот объем может составлять сотни м3 [2]). Критическому объему реактора соответствует крити-ческая масса делящегося в нем ядерного топлива. Заметим, что наименьшей критической массой обла-дают ядерные реакторы, в которых топливом служат водные растворы солей чистых делящихся радиоак-тивных изотопов с водяным отражателем нейтронов. Например, для изотопа урана 92

235U наименьшая кри-тическая масса составляет 0,8 кг, а для изотопа плу-тония 94

239Pu − 0,5 кг [2]. По мере «выгорания» ядер-ного топлива реактивность ρp рассматриваемого реак-тора уменьшается. В этой связи его сборки ТВС с ТВЭЛ требуется менять. В реакторах типа ВВЭР-1000 замена «выгоревшего» ядерного топлива производит-ся сразу из всей их активной зоны, а в реакторах типа РБМК-1000 такая замена осуществляется постепенно с оставлением в работе ТВЭЛ разных «возрастов». Напомним, что под активной зоной реактора понима-ется зона, где находится ядерное топливо, протекает управляемая цепная ядерная реакция деления его ядер и где выделяется внутриядерная энергия. На рис. 9 показан момент замены ядерного топлива в реакторе типа ВВЭР-1000.

Ядерные реакторы по виду используемого в их активной зоне ядерного топлива делятся на [2, 11]:

реакторы со сборками ТВС и ТВЭЛ на основе таких изотопов урана как 92

238U, 92235U и 92

233U; реакторы с ТВС и ТВЭЛ на основе изотопа плу-

тония 94239Pu, целого семейства изотопов плутония

94239-242Pu в смеси с природным ураном 92

238U; реакторы с ТВС и ТВЭЛ на основе изотопа тория

90232Th (с дальнейшим превращением его при пребы-

вании в активной зоне в изотоп урана 92233U).

Рис. 9. Загрузка свежего топлива (сборок ТВС) в мощный водо-водяной ядерный реактор типа ВВЭР-1000 (верхняя герметичная защитная крышка реактора снята) [2, 9]

Ядерные реакторы по характеру размещения то-плива в активной зоне классифицируются на [2]:

гетерогенные реакторы (топливо в их зоне раз-мещается дискретно в виде блоков (сборок ТВС с ТВЭЛ, обтекаемых теплоносителем), между которы-ми находится замедлитель нейтронов);

гомогенные реакторы (топливо и замедлитель нейтронов представляют однородную смесь).

Ядерные реакторы по степени обогащения их ядерного топлива в ТВЭЛ различаются на [2, 11]:

реакторы с ТВЭЛ на основе изотопа необога-щенного природного урана 92

238U; реакторы с ТВЭЛ на основе изотопа слабо обо-

гащенного природного урана 92238U;

реакторы с ТВЭЛ на основе изотопа высоко обо-гащенного природного урана 92

238U. Ядерные реакторы по химическому составу топ-

лива в активной зоне подразделяются на [2, 11]: реакторы с металлическими изотопами урана,

плутония и тория; реакторы с диоксидом урана UO2; реакторы с карбидом урана UC. Ядерные реакторы по энергетическому спектру

нейтронов в активной зоне делятся на [2, 11]: реакторы на тепловых (медленных) нейтронах,

называемые «тепловыми реакторами»; реакторы на быстрых нейтронах, называемые

«быстрыми реакторами»; реакторы на промежуточных нейтронах; реакторы на нейтронах со смешанным энергети-

ческим спектром. Ядерные реакторы по виду теплоносителя в их

активной зоне подразделяются на [2, 11]: реакторы с легкой водой H2O, называемые «во-

до-водяными ядерными реакторами»; реакторы с тяжелой водой D2O, называемые

«тяжеловодными ядерными реакторами»; реакторы с газом в активной зоне, называемые

«графито-газовыми ядерными реакторами»; реакторы с жидкометаллическим теплоносите-

лем (например, с натрием, жидкой смесью свинца с висмутом);


реакторы с органическим теплоносителем; реакторы с твердым теплоносителем; реакторы на расплавах ряда солей (например,

фторидов урана). Ядерные реакторы по роду применяемого в их

зоне замедлителя нейтронов делятся на [2, 11]: реакторы с графитом C, выполняемые как «гра-

фито-водные и графито-газовые реакторы»; реакторы с легкой водой H2O, выполняемые как

«легководные и водо-водяные реакторы»; реакторы с тяжелой водой D2O, выполняемые

как «тяжеловодные реакторы»; реакторы с металлическим бериллием Be (могут

изготавливаться и с оксидом бериллия BeO); реакторы с гидридами ряда металлов; реакторы без замедлителя, называемые «реакто-

рами на быстрых нейтронах». Ядерные реакторы по способу генерации в них

пара теплоносителя различаются на [2, 11]: реакторы с внешним парогенератором, выпол-

няемые как «водо-водяные реакторы» (например, двухконтурные реакторы типа ВВЭР-1000);

реакторы с внутренней генерацией пара, выпол-няемые как «кипящие реакторы» (например, однокон-турные реакторы типа РБМК-1000).

Ядерные реакторы по характеру своего назначе-ния и использования подразделяются на [2, 11]:

энергетические реакторы, применяемые для по-лучения электроэнергии и тепловой энергии (именно эти реакторы и устанавливаются на АЭС);

транспортные реакторы, размещаемые на транс-портных средствах передвижения (например, на под-водных лодках военного назначения);

промышленные реакторы, применяемые для на-работки оружейного изотопа плутония 94

239Pu и про-изводства радиоактивных изотопов, используемых в различных областях (например, в медицине);

исследовательские реакторы, в которых генери-руемые в их активных зонах потоки нейтронов и гам-ма-квантов используются для изучения поведения различных веществ применительно к задачам ядерной физики, физики твердого тела, радиационной химии, радиобиологии и радиологии;

экспериментальные реакторы, предназначенные для определения в условиях интенсивных нейтронных и тепловых полей различных физико-технических свойств конструкционных материалов, необходимых для проектирования и эксплуатации на АЭС и ядер-ных производствах специального назначения новых конструкций ядерных реакторов.

Как видим, ядерные реакторы характеризуются широкой гаммой своей классификации. Международ-ное агентство по атомной энергии (МАГАТЭ) исполь-зует следующую классификацию основных типов энергетических ядерных реакторов на АЭС [2, 12]:

PWR (pressurized water reactor) − реактор с водой под давлением, в котором легкая вода H2O является и теплоносителем и замедлителем (например, «водо-водяной реактор» типа ВВЭР-1000);

LWGR (light water graphite reactor) − реактор с легкой водой H2O в качестве теплоносителя и с гра-фитом в качестве замедлителя (например, «графито-водный реактор» типа РБМК-1000);

BWR (boiling water reactor) − «кипящий реактор», в котором образование водяного пара, подаваемого по

одноконтурной цепи на паровую турбину, происходит непосредственно в реакторе;

GCR (gas-cooled reactor) − «газоохлаждаемый ре-актор», в котором в качестве теплоносителя использу-ется газ, а замедлителя − блочный графит;

FBR (fast breeder reactor) − «реактор на быстрых нейтронах», не требующий наличия замедлителя в активной зоне и использующий жидкометаллический теплоноситель (обычно натрий) в первом контуре, а во втором контуре − легкую воду H2O;

HTGR (high-temperature gas-cooled) − «высоко-температурный газоохлаждаемый реактор»;

PHWR (pressurised heavy water reactor) − реактор с тяжелой водой D2O в качестве замедлителя и тепло-носителя («тяжеловодный реактор»);

HWGCR (heavy-water-moderated, gas-cooled reactor) − реактор, в котором в качестве теплоносите-ля применяется газ, а в качестве замедлителя − тяже-лая вода D2O («газоохлаждаемый реактор с тяжело-водным замедлителем»);

HWLWR (heavy-water-moderated, boiling light-water-cooled reactor) − реактор, в котором в качестве замедлителя и кипящего теплоносителя используется тяжелая вода D2O («кипящий реактор с замедлителем из тяжелой воды»);

PBMR (pebble bed modular reactor − модульный реактор с шаровыми конструкциями его ТВЭЛ.

В ядерной энергетике и на мощных АЭС различ-ных стран мира наибольшее распространение получи-ли «водо-водяные ядерные реакторы» (до 62 %) и «кипящие ядерные реакторы» (до 20 %) [2, 8].

1.1.2. Топливо для ядерных реакторов АЭС Украины. До 2011 г. ядерное топливо (урановые сборки ТВС с ТВЭЛ) для всех АЭС Украины постав-лялось российской компанией «ТВЭЛ» [13]. В 2008 г. наша страна взяла курс на диверсификацию поставок ядерного топлива для своих АЭС. С этой целью в том же году был заключен договор с компанией «Westinghouse Electric Company» (США) на поставку ею в Украину в течение 2011-2015 гг. 630 штук ура-новых сборок ТВС для 3-х мощных энергоблоков отечественных АЭС с ядерными реакторами типа ВВЭР-1000 [13]. В апреле 2012 г. опытная эксплуата-ция урановых ТВС производства американской ком-пании «Westinghouse Electric Company» на 3-м энер-гоблоке Южно-Украинской АЭС выявила ряд серьез-ных конструкционных ошибок в данных сборках ТВС, нанесших украинской стороне убытки на сумму около 175 миллионов $ USA [13]. Эксплуатация ука-занного энергоблока Южно-Украинской АЭС была продолжена лишь после установки на нем вместо по-врежденных американских сборок ядерного топлива новых сборок ТВС с ТВЭЛ производства РФ. По дан-ным Госстата Украины за период января-октября 2015 г. объём импорта ядерного топлива в нашу страну составил 504 миллиона $ USA, включая поставки из РФ на сумму 471 миллион $ USA (94 %) и Швеции (от завода-поставщика компании США «Westinghouse Electric Company») − на сумму 33 миллиона $ USA (6 %) [13]. В настоящее время всемирно известная рос-сийская компания «ТВЭЛ» остается основным по-ставщиком ядерного топлива для наших АЭС, обес-печивая не менее 90 % от необходимых потребностей Украины в этом топливе. По состоянию на декабрь 2016 г. ядерное топливо компания «Westinghouse Electric Company» (США) поставляла в ограниченном


объеме лишь для 3-го энергоблока Южно-Украинской АЭС и 5-го энергоблока Запорожской АЭС [13].

1.1.3. Утилизация и хранение отработанного ядерного топлива на АЭС Украины. В процессе рабо-ты ядерного реактора из-за накопления в его урановом топливе осколков деления изменяется его изотопный и химический состав и происходит образование трансура-новых элементов (в основном изотопов плутония 94

244Pu) [2, 11]. Отработанное ядерное топливо (ОЯТ) в активной зоне реактора на АЭС подлежит из-за своего остаточного тепловыделения сравнительно длительному хранению. Данное остаточное тепловыделение в ОЯТ является следствием гамма- и бета-распадов в радиоактивных продуктах деления ядерного топлива, накопившихся в сборках ТВС с ТВЭЛ за время работы ядерного реактора. В ОЯТ возбужденные ядра указанных продуктов деле-ния вследствие своего радиоактивного распада переходят в более стабильное или полностью стабильное состояние с выделением значительной тепловой энергии. В этой связи остаточное тепловыделение в ОЯТ является для работающих АЭС важной проблемой, напрямую связан-ной с их ядерной безопасностью. Для решения этой не-избежной проблемы на АЭС должны размещаться спе-циальные сухие или мокрые хранилища ОЯТ, в которых последнее при определенном температурном режиме должно пребывать достаточно длительное время (напри-мер, до 3-4 лет в их водяных бассейнах выдержки) [2]. С 2001 г. в Украине действует только одно сухое хранили-ще ОЯТ на Запорожской АЭС. У нас имеется также и одно мокрое хранилище ОЯТ в зоне отчуждения Черно-быльской АЭС, которое не способно принимать ОЯТ даже от своих АЭС на долговременное хранение [2]. В настоящее время только две страны мира − Россия и Франция обладают технологиями переработки ОЯТ. По-этому сейчас ОЯТ с Хмельницкой, Ровенской и Южно-Украинской АЭС вывозится на хранение и переработку в РФ. Такие технологические процедуры обходятся Ук-раине ежегодно в (150-200) миллионов $ USA [13].

В связи с высокой стоимостью хранения ОЯТ на территории РФ и принятыми обязательствами Украи-ны перед МАГАТЭ в зоне отчуждения Чернобыль-ской АЭС намечается строительство Центрального хранилища ОЯТ [13]. С сентября 2016 г. техническая документация на сооружение в Украине такого сухого большого хранилища ОЯТ проходит международную экспертизу. Создание подобного хранилища ОЯТ по-зволит отечественным АЭС диверсифицировать ути-лизацию радиоактивных отходов от своих реакторов.

1.1.4. Безопасность АЭС и их ядерных реакто-ров. В настоящее время высокая степень безопасно-сти АЭС во многих странах мира обеспечивается сле-дующими основными защитными факторами [13, 14]:

принципом самозащищенности ядерного реакто-ра АЭС (композиция активной зоны реактора и физи-ка протекающих в ней ядерных процессов на основе естественных обратных связей за счет возникновения эффекта «отрицательной реактивности» должны обеспечивать его саморегулирование);

наличием на реакторах АЭС аварийной защиты и ряда барьеров радиационной безопасности;

многократным дублированием на АЭС каналов безопасности и применением систем безопасности как активного (требующих вмешательства обслуживаю-щего персонала и наличия источника энергоснабже-ния), так и пассивного (не требующих вмешательства

обслуживающего персонала и наличия источника энергоснабжения) защитного характера;

использованием высокостойких к воздействию интенсивных радиационных и тепловых полей мате-риалов, электротехнических устройств, технологиче-ских систем и систем управления (включая их аппара-ты и кабельно-проводниковую продукцию);

внедрением культуры безопасности (от момента выбора площадки под строительство АЭС до периода ее пуска и во время ее эксплуатации).

Ядерные реакторы, оставшиеся на работающих энергоблоках АЭС Украины, относятся к реакторам ти-па ВВЭР, из которых два − типа ВВЭР-440 (с установ-ленной мощностью 440 МВт) и 13 типа ВВЭР-1000 (с установленной мощностью 1000 МВт) [13]. Эти реакто-ры имеют двухконтурные схемы (см. рис. 2), которые являются принципиально более безопасными по сравне-нию с одноконтурной схемой реактора японской АЭС «Фукусима-1» [8]. В первом контуре реактора типа ВВЭР из-за высокого в нем давления нет насыщенного пара. Поэтому риск «оголения» (оставления без тепло-носителя) и перегрева его ядерного топлива принципи-ально ниже, чем в одноконтурном реакторе. Система радиационной безопасности современных АЭС Украи-ны и РФ (необходимо не упускать из виду того, что оте-чественные АЭС и их ядерные реакторы являются рос-сийскими разработками) включает четыре основных барьера на пути распространения ионизирующих излу-чений и радиоактивных веществ в окружающую их сре-ду [13, 14]:

топливную матрицу, предотвращающую выход продуктов деления под оболочку ТВЭЛ;

циркониево-стальную оболочку ТВЭЛ, не даю-щую продуктам деления топлива попасть в теплоно-ситель главного циркуляционного контура;

главный циркуляционный контур (1-й контур), препятствующий выходу продуктов деления под за-щитную герметичную оболочку реактора;

систему защитных герметичных оболочек («контайнмент») реактора, исключающую выход продуктов ядерного деления в окружающую среду.

На рис. 10 приведена упрощенная схема кон-тайнмента ядерного реактора типа ВВЭР-1000 [14].

Рис. 10. Схема защитных герметичных оболочек ядерного реактора типа ВВЭР-1000 на отечественных АЭС [14]

Укажем, что контайнмент ядерного реактора ти-

па ВВЭР-1000 объемом до 75 тысяч м3, выполненный из предварительно напряженного бетона с металличе-скими тросами, механически рассчитан как на внеш-нее силовое воздействие (например, на падение на него летательного аппарата со скоростью до 200 м/с и массой до 5 тонн), так и на внутреннее действие ско-


пившихся в аварийном режиме в зоне реактора газов избыточным давлением до 5 атм [14]. Кроме того, этот контайнмент ядерного реактора типа ВВЭР спо-собен выдержать воздействие ударной воздушной волны с давлением на ее фронте до 30 кПа, сейсмиче-ское воздействие от расчетного землетрясения c ин-тенсивностью до 8 баллов по шкале MSK-64 и воз-действие урагана со скоростью ветра до 56 м/с [14].

Для случая возникновения на ядерном реакторе типа ВВЭР-1000 тяжелой аварии (например, разрыв трубопровода первого контура охлаждения его актив-ной зоны), ее локализации и ликвидации на нем име-ется система аварийного охлаждения активной зоны (САОЗ), содержащая над реактором специальные ем-кости с борной кислотой [14]. Каждая емкость объе-мом 60 м3 указанной системы САОЗ реактора пред-ставляет собой толстостенный (толщиной 90 мм) ци-линдрический сосуд из двухслойной плакированной стали диаметром до 3175 мм, работающий под давле-нием в 60 атм [14]. Быстрая доставка содержимого указанных емкостей САОЗ внутрь активной зоны ядерного реактора приводит к гашению в ней боль-шим количеством борсодержащего вещества, хорошо поглощающего быстрые и медленные нейтроны, цеп-ных ядерных реакций в ТВС и к выведению реактора на минимальную тепловую мощность. В дальнейшем согласно действующим на АЭС правилам к охлажде-нию активной зоны аварийного реактора должна под-ключаться система его аварийного расхолаживания [14]. Используемый на АЭС принцип глубокоэшело-нированной защиты ее ядерных реакторов предпола-гает также наличие такой концепции ядерной безо-пасности, которая предусматривает не только средст-ва предотвращения аварий, но и средства управления последствиями запроектных аварий, обеспечивающих локализацию радиоактивных веществ в пределах кон-тайнмента. К таким средствам относится [14]:

система удаления водорода (с пассивными ре-комбинаторами), скопившегося в объеме, занимаемом защитными герметичными оболочками;

система защиты первого контура реактора от превышения в его трубопроводах давления;

система отвода тепла от парогенераторов; система отвода тепла от конструкций защитных

герметичных оболочек ядерного реактора; устройство локализации расплава активной зоны

(«ловушка»), размещаемое под реактором. Аварийная защита ядерного реактора АЭС со-

стоит из совокупности устройств, предназначенных для быстрого прекращения цепной ядерной реакции в активной зоне реактора. Данная защита автоматиче-ски срабатывает при достижении одним из парамет-ров ядерного реактора значения, которое может при-вести к его аварии. В качестве таких параметров мо-гут выступать [2]: температура, давление и расход теплоносителя (в первом радиоактивном контуре ре-актора типа ВВЭР), уровень и скорость увеличения мощности реактора. В большинстве случаев исполни-тельными элементами активной аварийной защиты ядерного реактора на АЭС являются стержни с веще-ством, хорошо поглощающим нейтроны (например, бором или кадмием). Иногда для остановки ядерного реактора используется жидкий поглотитель, впрыски-ваемый под давлением в его радиоактивный контур теплоносителя. Дополнительно к активной аварийной

защите на современных ядерных реакторах преду-сматриваются и системы их пассивной аварийной защиты (например, указанная система САОЗ) [14].

В соответствии с действующими в Украине и РФ «Правилами ядерной безопасности реакторных уста-новок атомных станций», по крайней мере, одна из предусмотренных систем остановки реактора должна выполнять функцию аварийной защиты ядерного ре-актора АЭС [12-16]. Аппаратура аварийной защиты ядерного реактора АЭС при этом должна состоять, как минимум, из двух независимых штатных ком-плектов. Каждый комплект аппаратуры аварийной защиты реактора должен быть спроектирован таким образом, чтобы во всем диапазоне изменения техно-логических параметров, установленном в проекте ре-акторной установки АЭС, обеспечивалась аварийная защита не менее чем тремя независимыми каналами по каждому технологическому параметру, по которо-му необходимо осуществлять защиту [15, 16].

Важно отметить, что на всех АЭС Украины и РФ установлены автоматические системы контроля радиа-ционной обстановки (АСКРО), фиксирующие с помо-щью сети датчиков уровень радиации вокруг радиаци-онно опасных объектов АЭС в реальном масштабе вре-мени. Показания приборов АСКРО передаются на спе-циальный сайт всемирной сети Интернет.

1.2. Крупнейшие АЭС мира. Отметим, что если в 1978 г. в мире на АЭС работало около сотни ядер-ных реакторов различных типов и мощностей, то в апреле 2017 г. количество действовавших (с учетом временно остановленных) в промышленно развитых странах мира ядерных энергоблоков АЭС составляло уже 451 [2]. Крупнейшей действующей АЭС в Европе является Запорожская АЭС (г. Энергодар, Запорожская обл., Украина) с установленной мощностью 6000 МВт, строительство которой началось в 1980 г. [8]. В соста-ве этой АЭС с 1996 г. работает шесть мощных двух-контурных энергоблоков с «водо-водяными ядерными реакторами» типа ВВЭР-1000 (см. рис. 8). Крупней-шая в мире АЭС по установленной мощности величи-ной 8212 МВт находится в г. Касивадзаки (префекту-ра Ниигата, Япония) [8]. Она имеет пять «кипящих ядерных реакторов» (типа BWR по классификации МАГАТЭ) и два улучшенных «кипящих ядерных ре-актора» типа ABWR [2, 8]. Однако, с 2011 г. данная АЭС не генерирует электричество в сеть. Поэтому на сегодня крупнейшей в мире действующей АЭС явля-ется южнокорейская АЭС «Кори», имеющая семь мощных энергоблоков с «водо-водяными реактора-ми» (типа PWR по шкале МАГАТЭ) с установленной мощностью 6862 МВт [8].

1.3. Выработка электроэнергии на АЭС в ми-ре. По состоянию на 31 декабря 2015 г. АЭС мира в суммарном объеме выработали около 2477 ТВт·ч электроэнергии за год, что составило около 10,7 % от всемирной генерации электричества [8]. Годовой «пик» производства электроэнергии на АЭС всего мира был зафиксирован в 2006 г., составивший 2660 ТВт·ч. Доля ядерной энергетики в глобальном годо-вом производстве на нашей планете электричества в 2015 г. по сравнению с 1996 г. снизилась с 17,6 % до 10,7 %. Мировыми лидерами по объему производства на АЭС электроэнергии на 2016 г. являлись [8]:

США (805,3 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 99 ядерных реакторов, генерирующих до 19,7 % от вырабатываемой в стране электроэнергии);


Франция (384,0 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работа-ло 58 реакторов, генерирующих до 72,3 % от выраба-тываемой в стране электроэнергии);

Китай (210,5 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 36 ядерных реакторов, генерирующих до 3,6 % от вырабатываемой в стране электроэнергии), осуществ-ляющий в настоящее время самую масштабную в ми-ре программу строительства новых АЭС;

Россия (179,7 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 37 ядерных реакторов, генерирующих до 17,1 % от производимой в стране электроэнергии);

Южная Корея (154,3 млрд. кВт·ч/год; на АЭС ра-ботало 25 ядерных реакторов, генерирующих до 30,3 % от вырабатываемого в стране суммарного объ-ема электроэнергии);

Канада (97,4 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 19 ядерных реакторов, генерирующих до 15,6 % от вырабатываемой в стране электроэнергии);

Украина (81,0 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 15 мощных ядерных реакторов типа ВВЭР (PWR), генерирующих до 52,3 % от вырабатываемого в стра-не общего объема электроэнергии);

Германия (80,1 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работа-ло 8 ядерных реакторов, генерирующих до 13,1 % от вырабатываемой в стране электроэнергии);

Великобритания (65,1 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 15 мощных ядерных реакторов, генерирую-щих до 20,4 % от вырабатываемого в стране общего объема электроэнергии);

Швеция (60,6 млрд. кВт·ч/год; на АЭС работало 10 ядерных реакторов, генерирующих до 40 % от вы-рабатываемой в стране электроэнергии; государст-венная программа по отказу от ядерной энергетики в стране была приостановлена).

Из приведенных выше количественных данных для АЭС ряда стран видно, что практически половина всемирной годовой выработки электроэнергии на АЭС приходится всего на две страны мира − США и Францию. Сейчас АЭС использует 31 страна мира [8]. Подавляющее число действующих АЭС находится в странах Европы, Северной Америки, Дальневосточ-ной Азии и на территории независимых стран, обра-зовавшихся от распада в 1991 г. бывшего СССР [2, 8].

1.4. Ядерная энергетика Украины. В настоя-щее время в Украине электроэнергию вырабатывают 15 энергоблоков четырех мощных АЭС с ядерными реакторами типа ВВЭР-440 и ВВЭР-1000 [13]: Запо-рожской, Ровенской, Хмельницкой и Южно-Украинской (четыре мощных энергоблока с реакто-рами типа РБМК-1000 Чернобыльской АЭС заверши-ли свою работу: в 1986 г. − 4-й энергоблок; в 1991 г. − 2-й энергоблок; в 1996 г. − 1-й энергоблок; в 2000 г. − 3-й энергоблок). По количеству энергетических ядер-ных реакторов (все типа ВВЭР − «водо-водяные реак-торы» или типа PWR по классификации МАГАТЭ) Украина занимает 5-е место в Европе и 10-е место в мире [13]. Укажем, что Украина 12 энергоблоков на своих АЭС унаследовала от бывшего СССР. За время независимости нашей страны были достроены и вве-дены в эксплуатацию три энергоблока АЭС (в 1995 г. и 2000 г.), готовых более чем на 80 % еще при быв-шем СССР. Общая электрическая мощность всех АЭС Украины в 2016 г. равнялась около 130 ТВт. Как было указано выше вклад ядерной энергетики Украины в 2016 г. в годовой энергетический баланс составил

около 52,3 % от суммарного объема производства электроэнергии в стране. Начиная с осени 2014 г., выработка электроэнергии на АЭС в Украине превы-сила 50 % от ее общей выработки, что было связано со снижением мощностей отечественной теплоэнерге-тики из-за боевых действий в зоне АТО на Донбассе и нехваткой каменного угля необходимых марок для тепловых электрических станций (ТЭС) страны [13].

В табл. 1 приведены основные данные об отече-ственных АЭС, вырабатывающих электричество.

Таблица 1 Данные про мощные ядерные реакторы и энергоблоки АЭС

Украины [13]

Название АЭС Энерго-блок Тип реактора

Мощ-ность, МВт

Топливо

1 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 2 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 3 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 4 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ

5 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ+WH*

Запорожская

6 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 1 ВВЭР-440 440 ТВЭЛ 2 ВВЭР-440 440 ТВЭЛ 3 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ

Ровенская

4 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 1 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 2 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ

3 ВВЭР-1000 Закон-сервир. ТВЭЛ Хмельницкая

4 ВВЭР-1000 Закон-сервир. ТВЭЛ

1 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ 2 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ

3 ВВЭР-1000 1000 ТВЭЛ+WH*

Южно-Украинская

4 ВВЭР-1000 Закон-сервир. ТВЭЛ

Прим*. В табл. 1 в колонке «Топливо» символы WH обозна-чают частичное применение урановых сборок ТВС компа-нии США «Westinghouse Electric Company» одновременно со сборками ТВС на ТВЭЛ России [13].

Из данных табл. 1 видно, что в настоящее время два мощных энергоблока Хмельницкой (3 и 4) и один мощный энергоблок (4) Южно-Украинской АЭС законсервированы и все строительные работы на них «заморожены». Хочется надеяться, что с создани-ем через ряд лет в зоне отчуждения Чернобыльской АЭС Центрального сухого хранилища ОЯТ опреде-ленная часть Украина не превратится в большую ра-диоактивную «свалку» как собственных ядерных от-ходов, так и ядерных отходов от АЭС, поставляемых в Украину из Европы и Северной Америки.

На рис. 11-13 приведены соответственно общие виды Южно-Украинской АЭС, машинного зала одно-го из ее мощных энергоблоков и одного из ее блоч-ных щитов управления (БЩУ) [17]. Данной отечест-венной АЭС, расположенной на живописном берегу реки Южный Буг на высоте 130 м над уровнем Бал-тийского моря, не грозят ни сильные землетрясения, ни цунами. Проект технических сооружений этой отечественной АЭС и ее ядерных установок преду-сматривает защиту от всевозможных природных ка-таклизмов и ударных воздействий различных внеш-них факторов (например, падающего самолета) [17].


Протекание цепных ядерных реакций в урановых сборках ТВС с ТВЭЛ и частично с выделяющими ядерную и тепловую энергию урановыми элементами компании США «Westinghouse Electric Company» (на 3-ем энергоблоке станции) каждого из трех работаю-щих энергоблоков с мощными реакторами типа ВВЭР-1000 на данной АЭС Украины четко контроли-руется с БЩУ (см. рис. 13) при помощи системы СУЗ.

Рис. 11. Общий вид фрагмента Южно-Украинской АЭС

суммарной установленной мощностью 3000 МВт (г. Южноукраинск, Николаевская обл., Украина) [17]

Рис. 12. Общий вид машинного зала энергоблока тепловой

мощностью 1000 МВт Южно-Украинской АЭС [17]

Рис. 13. Общий вид БЩУ (отдельного специфического

«командного пункта») одного из энергоблоков с тепловой мощностью 1000 МВт на Южно-Украинской АЭС [17]

Опуская и поднимая при помощи системы СУЗ

специальные стержни из бора, активно поглощающие нейтроны в активной зоне ядерного реактора типа ВВЭР-1000, оперативный персонал энергоблоков этой АЭС может замедлять или ускорять цепные ядерные реакции в его урановых сборках ТВС с ТВЭЛ. Высоко-

надежная система СУЗ на каждом мощном энергобло-ке рассматриваемой отечественной АЭС позволяет по команде с БЩУ вообще остановить работу соответст-вующего ядерного реактора («заглушить» реактор) [2, 17]. Читателю необходимо помнить, что вывод ядерно-го реактора на минимальную тепловую мощность (его остановка) приводит к его «отравлению».

В ядерной физике состояние атомного реактора после его остановки и «отравления» получило название «иодной ямы» [2]. Данное ненормальное состояние реактора характеризуется накоплением в его активной зоне короткоживущего радиоактивного изотопа ксено-на

54135Xe (с периодом полураспада 9,2 ч), который, в

свою очередь, является продуктом радиоактивного распада промежуточного изотопа иода 53

135I (с перио-дом полураспада 6,8 ч) [2, 11]. Из-за того, что изотоп ксенона

54135Xe обладает наибольшим сечением погло-

щения нейтронов (до 2,6·106 барн [1, 2]) ядерный реак-тор в состоянии «иодной ямы» теряет свою реактив-ность ρp (она становится отрицательной) и соответст-венно тепловую мощность. Это делает затруднитель-ным вывод реактора на проектную мощность в течение времени, измеряемом (1-2) сутками [2, 8]. В этой связи такие состояния для ядерного реактора АЭС являются нежелательными. Поэтому производить кратковремен-ные остановки реактора на АЭС и колебания его вы-ходной тепловой мощности нельзя. Допускается осу-ществлять остановку ядерного реактора только в слу-чае аварийного режима, предусмотренного соответст-вующими Правилами (см. п. 1.1.4).

1.5. Вредное воздействие АЭС на окружаю-щую среду. Для лучшего понимания рассматривае-мой актуальной для Украины экологической пробле-мы, связанной с ядерной энергетикой, читателю необ-ходимо напомнить, что, например, каждый мощный реактор типа ВВЭР-1000 на отечественных АЭС при своей полной загрузке ядерным топливом содержит 54 урановые сборки ТВС общей массой в 41 тонну при суммарном числе в них ТВЭЛ, составляющим 48 тысяч штук [8]. В подобном ядерном реакторе совре-менной АЭС из уранового топлива ТВС с ТВЭЛ по-средством ядерных превращений образуется пример-но 300 видов радионуклидов, из которых более 30 в качестве газоаэрозольных выбросов с объема его кон-тайнмента, несмотря на имеющиеся в нем соответст-вующие защитные фильтры, могут попасть в воздуш-ную атмосферу [8]. Среди них такие радиоактивные вещества как [11]: изотоп цезия 55

137Cs (с периодом полураспада 30 лет), изотоп иода 53

131I (с периодом полураспада 8 суток), изотоп иода 53

133I (с периодом полураспада 20,8 ч) и изотоп ксенона

54138Xe (с перио-

дом полураспада 17 мин). Заметим, что эксплуатаци-онным регламентом, действующим на АЭС Украины и РФ, допускается наличие в активной зоне ядерного реактора до 1 % ТВЭЛ с поврежденной защитной циркониево-стальной облочкой (для двухконтурного «водо-водяного» энергетического реактора типа ВВЭР-1000 это составляет около 480 ТВЭЛ) [2, 8]. Через микротрещины в ТВЭЛ и в процессе извлечения ТВЭЛ из реактора при их периодической замене ра-дионуклиды могут попадать в водяной теплоноситель первого контура и в воздух под куполом контайнмента. Поэтому указанный выше наиболее безопасный мощ-ный ядерный реактор типа ВВЭР-1000 в год образует около 40 тысяч кюри (активность в 1 кюри (Ки) равна 3,7·1010 беккерелей (Бк), являющихся ее единицей


исчисления в системе СИ [1]) газообразных радиоак-тивных выбросов [8]. Большинство из них быстро распадается и удерживается защитными фильтрами контайнмента. Отметим, что под активностью радио-активного вещества в атомной физике понимается число распадов его ядер в одну секунду. Для сравне-ния следует заметить, что одноконтурные мощные реакторы типа РБМК-1000 производят на АЭС радио-активных газообразных выбросов на практически по-рядок больше, чем двухконтурные мощные реакторы типа ВВЭР-1000 [8]. Среднесуточный выброс радио-активных газов и аэрозолей на Курской АЭС, до сих пор использующей реакторы типа РБМК-1000, со-ставлял в период 1981-1990 гг. до 750 кюри на одну реакторную установку (при этом годовой радиоак-тивный показатель подобных выбросов достигал уровня до 274 тысяч кюри) [8]. Укажем, что большая часть радиоактивности газоаэрозольных выбросов на АЭС генерируется короткоживущими радионуклида-ми и без особого ущерба для окружающей среды рас-падается за несколько часов или дней. Необходимо указать и то, что АЭС кроме обычных газообразных выбросов время от времени наполняют окружающую их воздушную атмосферу и далее загрязняют близле-жащие территории небольшим количеством опасных для здоровья человека радионуклидов − продуктами коррозии корпуса реактора и его первого контура, а также осколками деления ядер изотопа урана 92

235U. Эти радионуклиды прослеживаются на несколько де-сятков километров вокруг любой АЭС.

1.6. Преимущества и недостатки ядерной энергетики. Основными достоинствами АЭС перед другими конкурирующими с ними мощными про-мышленными источниками электрической и тепловой энергий для человечества на сегодня являются [8]:

практическая независимость от источников раз-мещения топлива из-за сравнительно небольшого объема потребляемого любой АЭС ядерного топлива (например, для реактора типа ВВЭР-1000 на 1,5 года его эксплуатации в составе мощного энергоблока тре-буется всего около 41 тонны диоксида урана UO2, входящего в состав ТВС с ТВЭЛ; в тоже время, на-пример, для Змиевской ТЭС установленной мощно-стью 2200 МВт только в течение 1 суток требуется два железнодорожных состава каменного угля [7]);

относительная экологическая чистота по сравне-нию с ТЭС (суммарные годовые выбросы в окру-жающую среду таких вредных веществ как сернисто-го газа, оксидов азота, оксидов углерода, углеводоро-дов, альдегидов и золовой пыли на 1000 МВт уста-новленной мощности на пылеугольных ТЭС состав-ляют около 165 тысяч тонн; ТЭС на 1000 МВт ее мощности потребляет из атмосферы около 8 миллио-нов тонн кислорода O2 в год, а АЭС при своей работе атмосферного кислорода O2 не потребляет вообще);

более высокая способность противостояния энергетическим кризисным ситуациям в обществе и соответственно удержания объема и стоимости про-изводимой электроэнергии на приемлемом для ее по-требителей уровне (повышение в мире цен на уголь, газ и нефть повышает конкурентоспособность АЭС).

Основными недостатками АЭС являются [8]: тяжелые последствия для окружающей среды и

населения от крупных аварий и катастроф на мощных ядерных реакторах АЭС (для исключения подобных ситуаций современные АЭС оборудуются сложными

системами ядерной и радиационной безопасности их ядерных установок с резервированием и многократ-ными запасами стойкости их конструкций к высокой радиации и температуре, обеспечивающими исключе-ние расплавления активной зоны реактора даже в слу-чае максимальной проектной аварии);

большие затраты финансовых средств на ликви-дацию технических сооружений АЭС и ее энергобло-ков после выработки их ядерными реакторами своего рабочего ресурса (по экспертным оценкам эти затраты составляют до 20 % от стоимости строительства АЭС; проблема продления ресурса энергоблоков АЭС явля-ется острой не только для ядерной энергетики Украи-ны, но и всех других стран мира, использующих АЭС для получения электричества [18]);

невозможность маневренных режимов работы ядерных энергетических реакторов АЭС, покрываю-щих возникающие «пики» и сглаживающих «прова-лы» на графиках их электрической нагрузки;

более высокие финансовые затраты на строи-тельство АЭС по сравнению с ТЭС аналогичной уста-новленной мощности (например, для АЭС данные затраты составляют около 2300 $ USA за 1 кВт элек-трической мощности их энергоблоков, а для пыле-угольных ТЭС − примерно 1200 $ USA за 1 кВт элек-трической мощности энергоблоков таких станций).

2. Основные проблемы, тенденции и перспек-тивы развития АЭС в мире и Украине. Имеющиеся на сегодня проблемы в области мировой ядерной энергетики, активно занимающейся промышленным производством электроэнергии и тепловой энергии путем сложного и опасного для жизнедеятельности человека технологического использования атомной энергии ряда делящихся радиоактивных материалов (например, изотопа урана 92

235U и изотопа плутония 94

239Pu [1]), можно свести к следующим [2, 8]: проблеме разработки и создания для АЭС более

совершенных по своей энергетической эффективно-сти, ядерной и радиационной безопасности мощных ядерных установок с КПД более 35 %;

проблеме минимизации возникновения на мощ-ных ядерных установках АЭС аварий, приводящих к тяжелым последствиям для целых регионов страны и народов соседних с ней государств;

проблеме утилизации и переработки ОЯТ от мощных ядерных реакторов АЭС на территории тех стран, где данные ядерные отходы были получены;

проблеме наличия замкнутого ядерного цикла на территории тех стран, которые активно применяют мощные ядерные установки для промышленного про-изводства электричества и тепла в больших объемах, соизмеримых с объемами выработки указанных видов энергии их теплоэнергетикой, использующей органи-ческие виды топлива (эта проблема особенно акту-альна для Украины, которая в меру своих ограничен-ных финансовых ресурсов пытается из года в год по-степенно подходить к ее решению, используя даже такой трудный путь как уход от прямой кабальной зависимости от РФ в вопросах сохранения и даль-нейшего развития собственной ядерной энергетики и диверсификации поставок на отечественные АЭС урановых сборок ТВС с ТВЭЛ других стран мира);

проблеме продления ресурса энергоблоков АЭС и соответственно ресурса ядерных реакторов.

В мировой ядерной энергетике наблюдается тен-денция старения ядерных реакторов. По данным


МАГАТЭ средний «возраст» действующих ядерных реакторов на АЭС мира составляет 29 лет [8]. Самый «старый» в мире действующий реактор находится сейчас в Швейцарии, который надежно работает вот уже в течение 47 лет. Отметим, что нормативный срок эксплуатации ядерных энергоблоков АЭС устанавли-вается правительством конкретной страны на основа-нии проектного ресурса работы их реакторов того или иного типа. Обычно этот срок равен от 30 до 40 лет [8]. В Украине и РФ нормативный срок эксплуатации большинства их типов энергоблоков АЭС составляет 30 лет [8, 18]. Известно, что продление срока эксплуа-тации энергоблока АЭС является весьма экономиче-ски эффективной мерой. Так, при финансовых затра-тах на продление срока службы мощного ядерного «водо-водяного реактора» типа ВВЭР-1000 (по шкале МАГАТЭ типа PWR) на 20 лет примерно в 90 мил-лионов $ USA возможная прибыль от его эксплуата-ции на АЭС в течение такого дополнительного срока может составить около 1,3 миллиардов $ USA [8, 19]. В Украине и РФ эксплуатация двухконтурных водо-водяных ядерных реакторов типа ВВЭР первого по-коления и одноконтурных ядерных реакторов типа РБМК уже продлена до 45 лет, а ядерных реакторов типа ВВЭР второго поколения − до 55 лет [2, 8, 19].

В условиях сравнительно быстро надвигающего-ся в мире энергетического «голода» и истощения в земной коре нашей планеты запасов углеводородного топлива (по экспертным оценкам углеводородов для ТЭС всего мира хватит лишь на ближайшие 50-100 лет [6]) и практической неисчерпаемости в ней запа-сов радиоактивного урана у ядерной энергетики име-ются реальные перспективы для ее дальнейшего раз-вития. Альтернативная энергетика (ветроэнергетика, гелиоэнергетика, водородная энергетика, геотермаль-ная энергетика, биогазовая энергетика и малая гидро-энергетика) пока серьезной конкуренции традицион-ной энергетике (теплоэнергетике, ядерной энергетике и гидроэнергетике) оказать не в состоянии. Учитывая ряд указанных выше явных преимуществ ядерной энергетики перед другими хорошо известными вида-ми современных технологий выработки электричества и тепловой энергии, в настоящее время, несмотря на имеющееся ограничение мирного использования атомной энергии в ряде стран мира (например, в Ита-лии, Германии, Швеции и США [20]), вполне обосно-ванно можно говорить о том, что в ближайшем буду-щем человечество продолжит для целей получения электроэнергии и тепла в промышленных масштабах активно использовать возможности атомной энергии.

Выводы. Выполненный краткий аналитический научно-технический обзор ретроспективы, современ-ного состояния, основных достижений, тенденций и перспектив развития мировой ядерной энергетики указывает на колоссальный прорыв знаний человече-ства об устройстве микромира материи и ограничен-ные на сегодня его возможности в мирном использо-вании неисчерпаемых запасов ее внутриядерной энер-гии. Мировая ядерная энергетика находится сейчас на трудном и сложном научно-техническом пути своего «взросления» (прошло лишь немногим более 60 лет с момента ввода в эксплуатацию первой в мире АЭС) и демонстрации энергетических возможностей этой новой для людей прогрессивной промышленной тех-нологии получения электрической и тепловой энергий в огромных объемах.

Ядерная энергетика, как и любая другая прогрес-сивная промышленная технология, имеет свои «плю-сы» и «минусы» для человеческого общества и земной природы в целом. Несмотря на свою скрытую радиа-ционную опасность со смертельной угрозой всему жи-вому и сущему на Земле, уже не один раз в современ-ной истории развития человеческой цивилизации «прорывавшуюся» наружу с нанесением ее обществу больших людских жертв и финансовых убытков, ядер-ная энергетика с несколькими сотнями действующих мощных энергоблоков АЭС по всему миру занимает серьезные передовые позиции в объемах годовой вы-работки электрической и тепловой энергий. В Украине данные объемы электроэнергии с 2014 г. по ряду объ-ективных причин составляют не менее 50 % в годовом энергетическом балансе страны.

Учитывая ограниченность запасов на Земле ор-ганического углеводородного топлива для ТЭС и практическую неисчерпаемость на нашей планете природных запасов радиоактивного уранового (ядер-ного) топлива для АЭС, у мировой ядерной энергети-ки имеются все возможности для своего дальнейшего поступательного развития, направленного на удовле-творение все возрастающих потребностей человече-ского общества в электричестве и тепловой энергии.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Кузьмичев В.Е. Законы и формулы физики / Отв. ред. В.К. Тартаковский. − К.: Наукова думка, 1989. − 864 с. 2. https://ru.wikipedia.org/wiki/Ядерный_реактор. 3. Баранов М.И. Избранные вопросы электрофизики: Мо-нография в 3-х томах. Том 1: Электрофизика и выдающиеся физики мира. − Х.: НТУ «ХПИ», 2008. − 252 с. 4. Баранов М.И. Антология выдающихся достижений в науке и технике: Монография в 3-х томах. Том 1. − Х.: НТМТ, 2011. − 311 с. 5. Баранов М.И. Антология выдающихся достижений в науке и технике. Часть 40: Научное открытие метода взрывной имп-лозии для получения сверхкритической массы ядерного заряда и украинский «след» в американском атомном проекте «Ман-хэттен» // Електротехніка і електромеханіка. − 2017. − 5. − С. 3-13. doi: 10.20998/2074-272X.2017.5.01. 6. Баранов М.И. Антология выдающихся достижений в науке и технике: Монография в 3-х томах. Том 3. − Х.: ФЛП Панов А.Н., 2016. − 415 с. 7. http://dic.academic.ru/dic.nsf/bse/156142/Атомная_электростанция. 8. https://ru.wikipedia.org/wiki/Атомная_электростанция. 9. https://www.google.ru/search?q=аэс+принцип+работы&newwindow. 10. Frish O. Niels Bohr. − New York: Publ. S. Rozental, 1967. − 137 p. 11. Левин В.Е. Ядерная физика и ядерные реакторы. − М.: Атомиздат, 1979. − 420 с. 12. Андрушечко С.А., Афоров А.М., Васильев Б.Ю., Гене-ралов В.Н., Косоуров К.Б., Семченков Ю.М., Украинцев В.Ф. АЭС с реактором типа ВВЭР-1000. От физических основ эксплуатации до эволюции проекта. − М.: Логос, 2010. − 604 с. 13. https://ru.wikipedia.org/wiki/Атомная_энергетика_Украины. 14. http://energ2010.ru/Stati/Elektrostanciya/AES/Bezopasnost_aes.html. 15. https://ria.ru/eco/20090426/169135271.html. 16. https://ru.wikipedia.org/wiki/Аварийная_защита_ядерного_реактора. 17. https://www.segodnya.ua/ukraine/rabotniki-juzhno-ukrainckoj-aec-nash-reaktor-vyderzhit-dazhe-padenie-camoleta.html. 18. Домашев Е.Д., Зенюк А.Ю., Рейсиг В.А., Колесниченко Ю.М. Некоторые подходы к решению проблемы продления


ресурса энергоблоков АЭС Украины // Промышленная теп-лотехника. − 2001. − Т.23. − 6. − С. 108-112. 19. Фаворский О.Н. Об энергетике России в ближайшие 20-30 лет // Вестник Российской академии наук. − 2007. − Т.77. − 2. − С. 121-127. 20. http://economics.studio/kniga-ekonomika-prirodopolzovaniya/plyusyi-minusyi-atomnoy-energetiki-76786.html.

REFERENCES

1. Kuz'michev V.E. Zakony i formuly fiziki [Laws and formulas of physics]. Kiev, Naukova Dumka Publ., 1989. 864 p. (Rus). 2. Available at: https://en.wikipedia.org/wiki/Nuclear_reactor (accessed 09 August 2017). 3. Baranov M.I. Izbrannye voprosy elektrofiziki: Monografija v 3-h tomah. Tom 1: Elektrofizika i vydajushhiesja fiziki mira [Selected topics electrophysics: Monographs in 3 vols. Vol.1: Electrophysics and outstanding physics of the world]. Kharkov, NTU «KhPI» Publ., 2008. 252 p. (Rus). 4. Baranov M.I. Antologiia vydaiushchikhsia dostizhenii v nauke i tekhnike: Monografiia v 3-h tomakh. Tom 1. [An anthology of out-standing achievements in science and technology: Monographs in 3 vols. Vol.1]. Kharkov, NTMT Publ., 2011. 311 p. (Rus). 5. Baranov M.I. An anthology of the distinguished achieve-ments in science and technique. Part 40: The scientific opening of the method of explosive implosion for the obtaining above critical mass of nuclear charge and Ukrainian «track» in the «Manhattan» American atomic project. Electrical engineering & electromechanics, 2017, no.5, pp. 3-13. doi: 10.20998/2074-272X.2017.5.01. 6. Baranov M.I. Antologija vydajushhihsja dostizhenij v nauke i tehnike: Monografija v 3-h tomah. Tom 3 [An anthology of the distinguished achievements in science and technique: Mono-graph in 3 volumes. Volume 3]. Kharkiv, PhPB Panov A.N. Publ., 2016. 415 p. (Rus). 7. Available at: http://dic.academic.ru/dic.nsf/bse/156142/Атомная_электростанция (accessed 25 May 2017). (Rus). 8. Available at: https://en.wikipedia.org/wiki/Nuclear_power_plant (accessed 19 September 2017). 9. Available at: https://www.google.ru/search?q=аэс+принцип+работы&newwindow (accessed 12 October 2016). (Rus). 10. Frish O. Niels Bohr. New York, Publ. S. Rozental, 1967. 137 p. 11. Levin V.E. Jadernaja fizika i jadernye reaktory [Nuclear physics and nuclear reactors]. Moscow, Atomizdat Publ., 1979. 420 p. (Rus). 12. Andrushechko S.A., Aforov A.M., Vasilyev B.Yu., Generalov V.N., Kosourov K.B., Semchenkov Yu.M., Ukraintsev V.F. AES s reaktorom tipa WWER-1000. Ot fizicheskih osnov ekspluatacii do evoljucii proekta [AES with a reactor of the WWER-1000 type. From the physical foundations of exploitation to the evolution of the project]. Moscow, Logos Publ., 2010. 604 p. (Rus). 13. Available at: https://en.wikipedia.org/wiki/Nuclear_power_in_Ukraine (ac-cessed 20 August 2016). 14. Available at: http://energ2010.ru/Stati/Elektrostanciya/AES/Bezopasnost_aes.html (accessed 10 June 2016). (Rus). 15. Available at: https://ria.ru/eco/20090426/169135271.html (accessed 18 November 2016). (Rus). 16. Available at: https://ru.wikipedia.org/wiki/Аварийная_защита_ядерного_реактора (accessed 12 March 2016). (Rus). 17. Available at: https://www.segodnya.ua/ukraine/rabotniki-juzhno-ukrainckoj-aec-nash-reaktor-vyderzhit-dazhe-padenie-camoleta.html (accessed 15 May 2017). (Rus). 18. Domashev E.D., Zenyuk A.Yu., Reisig V.A., Kolesnichenko Yu.M. Some approaches to the solution of the problem of pro-longing the resource of power units of Ukrainian AES. Indus-trial heat engineering, 2001, vol.23, no.6, pp. 108-112. (Rus).

19. Favorskiy O.N. On the energy industry of Russia in the next 20-30 years. Herald of the Russian Academy of Sciences, 2007, vol.77, no.2, pp.121-127. (Rus). 20. Available at: http://economics.studio/kniga-ekonomika-prirodopolzovaniya/plyusyi-minusyi-atomnoy-energetiki-76786.html (accessed 14 April 2017). (Rus).

Поступила (received) 19.12.2017

Баранов Михаил Иванович, д.т.н., гл.н.с., НИПКИ «Молния» Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», 61013, Харьков, ул. Шевченко, 47, тел/phone +38 057 7076841, e-mail: [email protected]

M.I. Baranov Scientific-&-Research Planning-&-Design Institute «Molniya», National Technical University «Kharkiv Polytechnic Institute», 47, Shevchenko Str., Kharkiv, 61013, Ukraine. An anthology of the distinguished achievements in science and technique. Part 44: Traditional power engineering. Nuclear power stations: retrospective view, state and prospects of their development. Purpose. Preparation of brief scientific and technical review about a retrospective view, modern state, achievements, problems, tenden-cies and prospects of development of world nuclear energy. Meth-odology. Known scientific methods of collection, analysis and ana-lytical treatment of the opened scientific and technical information, present in scientific monographs, journals and internet-reports, world level in area of nuclear energy. Results. A brief analytical scientific and technical review is resulted about a retrospective view, modern state, basic achievements, existent problems, tenden-cies and prospects of development of nuclear energy in the industri-ally developed countries of the world. Considerable progress is marked in development and creation of technical base of modern nuclear energy, including the nuclear power stations (NPP) such their basic devices as nuclear reactors, steam generators, steam turbines and turbogenerators. The basic charts of construction of NPP producing in the world now about 11 % are described annual production electric power. It is indicated that in Ukraine a produc-tion of electricity volume at NPP makes more than 50 %, and in France − more than 70 % in annual power balance of country. Nuclear-physical bases of work of nuclear reactor are resulted on thermal-neutron, widely in-use at NPP. The design of most safe water-waters of nuclear power-reactor of type of WWER-1000 is described by thermal power 1000 MW, applied presently at NPP of Ukraine. Basic classification of nuclear reactors is presented. Tech-nical information is resulted about largest NPP of the world. Master data are indicated about a nuclear fuel and radio-active offcuts of nuclear reactors of NPP. Basic measures and facilities are de-scribed for the increase of safety of nuclear reactors and NPP. Ad-vantages and lacks of NPP are marked by comparison to the ther-mal power plants. Nuclear energy of Ukraine is considered and basic technical descriptions of operating domestic NPP are indi-cated. Basic problems, tendencies and possible prospects of devel-opment, are marked in the world and to Ukraine of nuclear energy. Originality. Systematization of the scientific and technical materials touching functioning of such important sector of world economy as nuclear energy known from the sources opened in outer informative space is executed. It is shown on the basis of approach of the sys-tems that in spite of row of existent problems in area of world nu-clear energy has the real prospects in the further development and to service society at satisfaction of his increasing requirements in electric and thermal energies. Practical value. Popularization and deepening for students, engineer-technical and scientific workers of scientific and technical knowledge in area of modern nuclear phys-ics and energy, extending their scientific range of interests and further development of scientific and technical progress in society. References 20, figures 13, tables 1. Key words: nuclear physics and energy, nuclear reactor, nu-clear power station, safety of nuclear reactor and nuclear power station, problems and prospects of development of nuclear energy.

Електротехнічні комплекси та системи. Силова електроніка


© К.М. Василів

УДК 621.313.333 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.02

К.М. Василів ЗАКОНОМІРНОСТІ ЕЛЕКТРОМАГНІТНИХ ПРОЦЕСІВ БЕЗКОНТАКТНОЇ СИСТЕМИ ЗБУДЖЕННЯ АСИНХРОНІЗОВАНОГО ГЕНЕРАТОРА НА БАЗІ КАСКАДНОГО ТРИФАЗНО-ТРИФАЗНОГО МОДУЛЯТОРА НАПРУГИ ЗА СХЕМОЮ В ОДНУ ЗІРКУ Встановлено закономірності перебігу електромагнітних процесів, які відбуваються в безконтактній системі збу-дження асинхронізованого генератора на базі каскадного трифазно-трифазного модулятора напруги за схемою в одну зірку на предмет можливості розширення діапазону двозонного ковзання генератора. Запропоновано спосіб корегуван-ня параметрів роторів машин модулятора і генератора, який дає змогу стабілізувати роботу комутатора для діапа-зону ковзання від мінус одиниці до плюс п’яти десятих із збереженням працездатності асинхронізованого генератора. Бібл. 3, рис. 8. Ключові слова: асинхронізований генератор, модулятор напруги, комутатор, безконтактна система збудження, ковзання. Установлено закономерности электромагнитных процессов, протекающих в бесконтактной системе возбуждения асинхронизированного генератора на базе каскадного трехфазно-трехфазного модулятора напряжения по схеме в одну звезду на предмет возможности расширения диапазона двухзонного скольжения генератора. Предложено способ корректировки параметров роторов машин модулятора и генератора, позволяющий стабилизировать работу ком-мутатора для диапазона скольжения от минус единицы до плюс пяти десятых с сохранением работоспособности асинхронизированного генератора. Библ. 3, рис. 8. Ключевые слова: асинхронизированный генератор, модулятор напряжения, коммутатор, бесконтактная система воз-буждения, скольжение.

Вступ. Базовими структурними елементами сучасних стаціонарних електроенергетичних систем є теплові та атомні електричні станції. Водночас прак-тикується використання доволі великої кількості різ-номанітних автономних електроенергетичних устано-вок (АЕЕУ) як у промисловості, так і в інших галузях, зокрема, на транспорті та в агро-промисловому комп-лексі. Є потреба в АЕЕУ також на магістралях тран-спортування органічних енергоносіїв (нафтопроводах та газогонах). Перспективним вбачається використан-ня вітроенергетичних установок, які можуть працюва-ти як паралельно зі стаціонарною енергосистемою, так і в автономному режимі. АЕЕУ на сьогодні стано-влять вагому частку генерування та споживання елек-троенергії загалом. Тому увага до них, з погляду нау-кових досліджень як в теоретичному, так і в прак-тичному аспектах з метою їх вдосконалення, є достат-ньо аргументованою і закономірною.

Для споживачів електроенергії необхідно мати не лише надійне електроживлення, але й отримувати якісну електроенергію, одним з найважливіших показ-ників якої є частота напруги. Стабільність частоти на-пруги принципово необхідна як для стаціонарних енергосистем, так і для автономних джерел електро-живлення (АДЕЖ). Адже зниження частоти напруги в стаціонарних енергосистемах призводить до втрати стійкості їх роботи і, як наслідок, до розвалу.

Для АДЕЖ характерні певні особливості до най-вагоміших з яких логічно віднести такі. Перше – висо-ка ймовірність необхідності роботи в режимі гра-ничних навантажень, що робить актуальною пробле-му надійності їх функціювання загалом. Друга особ-ливість таких установок полягає в істотній нестабіль-ності та широкому діапазоні зміни частоти обертання рушія автономного генератора, наприклад, вітроенер-гетичних установок (ВЕУ), що спричиняє іншу склад-ну проблему – нестабільність частоти напруги.

Аналіз наукової літератури та практичних рішень показують, що обидві ці складні і актуальні проблеми можуть буди ефективно вирішені використанням у АДЕЖ асинхронізованих генераторів (АСГ) з безкон-тактною вентильною системою збудження (БВСЗ) на базі каскадного модулятора напруги (КМН) [3]. З по-гляду схемного рішення асинхронізовані генератори з БВСЗ на базі КМН можуть бути реалізовані в багатьох варіантах (порядку 16-ти схем). Всі такі генератори працюють за однаковим принципом, але кожне схемне рішення силового електричного кола модулятора, ко-мутатора і самого генератора вносить свої специфічні особливості з погляду фізики процесів. Тому в науко-вих дослідженнях необхідно проаналізувати кожну з таких схем окремо. Виходячи з цього, об’єктом дослі-дження в статті є безконтактна вентильна система збу-дження асинхронізованого генератора на базі каскад-ного трифазно-трифазного модулятора напруги (К Т-Т МН) за схемою в одну зірку. Схему силового електри-чного кола такої системи збудження зображено на рис. 1. З цього рисунку видно, що К Т-Т МН складається з двох асинхронних машин АМ1 та АМ2, фазні обмотки роторів яких розщеплені на три гілки та з’єднані між собою послідовно перехресними зв’язками, а на вході розщеплені фазні гілки можуть мати потенціальне комбіноване з’єднання або можуть бути сполучені в один спільний вузол. Варіанти цих з’єднань визнача-ють положенням ключа К. Коли ключ К розімкнений (ідентифікуємо такий його стан як К=1) – перший варі-ант, а коли ключ К замкнений (К=2) – другий. Статорні обмотки машин модулятора АМ1 та АМ2 живляться від двох трифазних джерел живлення Е1 та Е2, які ма-ють взаємно протилежну послідовність фаз. Тут апріо-рі приймається, що такими джерелами є акумуляторні батареї з керованими інверторами напруги.


1E

2E

''

0

'

0

K

2AMiFS

)2(

1iFS

)2(

2iFS

)2(

3

E )2(3E

)2(2E

)2(1

E)1(

1 E )1(3E

)1(2

1AM

1

iFR1

2

iFR2iFR4

4 3

iFR3iFR5

5

iFR6iFR7

7 6

iFR8

8

iFR9

9

iFS

)1(

2iFS

)1(

1iFS

)1(

3

0

0

18

17

1TK

2

4

iGS2

0

iGS3iGS1

G

5

3

10

iGR1

10

7

6 11

8

11

1 3

13

12

9 14

16

iGR2

15

17

12

iGR3

18

14 15 16

'

19

'

20

''

0

'

0

iFS

)2(

1iFS

)2(

2iFS

)2(

3

E )2(3

)2()2(

)1( E )1(3

)1(

1

iFR1

2

iFR2iFR4

43

iFR3iFR5

5

iFR6iFR7

76

iFR8

8

iFR9

9

iFS

)1(

2iFS

)1(

1iFS

)1(

3

0

0

18

17

iGS2

0

iGS3iGS1

G

10

iGR1

11

1 3

iGR2

12

iGR3

14 15 16

'

19

'

20

Рис. 1. Схема силового електричного кола асинхронізованого генератора

До решти структурних елементів схеми (рис. 1)

належать: ТК – тиристорний комутатор циклоконвер-торного типу з природною комутацією, яким слугує безпосередній тиристорний перетворювач частоти (БТПЧ), G – асинхронізований генератор, яким слугує трифазна асинхронна машина з фазним ротором, об-мотки фаз ротора якої з’єднані в зірку. Усі решта по-значення на цій схемі є загальноприйнятими – літера-ми Е, φ та і позначені електрорушійні сили, електрич-ні потенціали в вузлах та струми електричних гілок схеми. Літерами F, G у нижніх індексах позначено належність координат (струмів, напруг і т. ін.) до ма-шин модулятора та АСГ, а літерами S, R у нижніх індексах позначено належність координат до статора і ротора електричних машин, відповідно. Тиристори БТПЧ пронумеровані числами. Числами 1 та 2 в дуж-ках у верхніх індексах позначено належність до пер-шого Е1 та другого Е2 джерел живлення, відповідно.

На думку автора, з метою полегшення сприйня-ття основних положень матеріалу статті, логічним є лаконічно описати принцип роботи АСГ такого типу. Він ґрунтується на тому, що модулятор напруги шля-хом додавання напруг і частот фазних гілок роторів машин модулятора формує сумарну напругу модульо-ваної форми, частота заповнення якої пропорційна

частоті обертання роторів машин модулятора і кіль-кості їх пар полюсів (ротори АМ1 та АМ2 розміщені на одному валі з АСГ), а частота модуляції визнача-ється частотою двозонного ковзання. Послідовно з’єд-наний з обмотками роторів машин модулятора кому-татор циклоконверторного типу декодує модульовану напругу, внаслідок чого на його виході (на обмотці ротора генератора) утворюється система трифазних напруг частоти ковзання. Це забезпечує стабільну частоту обертання магнітного поля генератора сто-совно його обмотки статора, що, своєю чергою, фор-мує частоту напруги генератора, яка дорівнює частоті мереж живлення Е1 та Е2. Отже, теоретично частота напруги АСГ має дорівнювати частоті мереж живле-ння Е1 та Е2 асинхронних машин модулятора АМ1 та АМ2 і не залежати від частоти обертання ротора АСГ.

Аналіз публікацій та мета дослідження. Ідео-логію генераторів стабільної частоти (ГСЧ) з безкон-тактною вентильною системою збудження на базі КМН започатковано в [3]. За збігом обставин питан-нями наукового дослідження та розвитку автономних системи електроживлення (АСЕЖ) на базі АСГ з БВСЗ займається доволі вузьке коло науковців та ін-женерів, а тому вагома частка публікацій, спрямо-ваних на дослідження зазначених систем електро-


живлення шляхом математичного моделювання нале-жить автору цієї статті. Поява низки публікацій, спря-мованих на розробку методів і математичних моде-лей, а також на вивчення закономірностей перебігу електромагнітних і електромеханічних процесів, які відбуваються в зазначених вище АСЕЖ, пояснюється наявністю в них різнотипних елементів – асинхрон-них машин та БТПЧ за низкою схем їх силових елек-тричних кіл, а також наявністю системи керування комутатором та системи автоматичного керування окремими координатами (зокрема напругою), що спричинює складність електромагнітних і електро-механічних процесів, які відбуваються в цих АСЕЖ.

Однією з основних наукових праць, які стосу-ються дослідження АСЕЖ на базі АСГ з БВСЗ, є пуб-лікація [1]. Вона спрямована на розробку матема-тичних моделей і відповідних програмних комплексів як засобу для вивчення закономірностей перебігу еле-ктромагнітних і електромеханічних процесів, які від-буваються в АСЕЖ на базі АСГ з БВСЗ за трифазно-трифазною схемою модулятора напруги. Математичні моделі і відповідні програмні комплекси дають змогу вивчати електромагнітні і електромеханічні процеси, які відбуваються в автономній системі електроживле-ння під час роботи АСГ на типове навантаження, яким слугують: асинхронні двигуни, активно-індук-тивне та активно-індуктивно-ємнісне навантаження.

У публікаціях, які стосуються дослідження елек-тромагнітних і електромеханічних процесів АСЕЖ на базі АСГ з БВСЗ вважається, що асинхронні машини модулятора напруги та генератора мають типову кон-струкцію. Виходячи саме з цього, діапазон двозон-ного ковзання, який забезпечує нормальну роботу АСЕЖ становить S = –0,06 ÷ +0,06. Це вказує на те, що загалом АСЕЖ на базі АСГ з БВСЗ є працездат-ною. Але такий діапазон ковзання розцінюється за-надто вузьким, щоби стверджувати про достатні мож-ливості для практичного застосування таких асин-хронізованих генераторів в АСЕЖ. Тому дослідження продовжуються з метою досягнення розширення діа-пазону ковзання до меж, які б дали змогу практичного використання АСГ цього класу навіть в таких елек-троенергетичних установках як ВЕУ.

Враховуючи ту обставину, що працездатність АСГ з БВСЗ значною мірою визначається належною роботою комутатора, всю увагу слід сконцентрувати на процеси, які відбуваються саме в БВСЗ і її окремих структурних елементах, до яких належать машини модулятора, сам тиристорний комутатор та обмотка збудження АСГ (його роторна обмотка).

Першою працею, яка спрямована на вирішення такої проблеми, була публікація [2], яка стосується безконтактної системи збудження АСГ на базі каскад-ного трифазно-трифазного модулятора напруги за схемою у дві зірки (коли кожна з фаз обмотки ротора генератора розщеплена на дві гілки, а утворені таким чином 6 гілок з’єднані у дві окремі трифазні зірки). У [2] розглянуто одну схему модулятора, в якій роз-щеплені фазні гілки роторів машин модулятора на вході з’єднані в один спільний вузол (для схеми рис. 1 це – К=2). За результатами дослідження [2] встанов-лено, що діапазон ковзання можливо розширити від

S = –0,06 до S = +0,2 шляхом збільшення співвідноше-ння кількості витків обмотки статора до кількості ви-тків обмотки ротора машин модулятора.

Враховуючи специфіку кожної із схем тиристор-ного комутатора і модулятора, однозначно очевидною є практична потреба в виконані аналогічного дослід-ження безконтактної вентильної системи збудження АСГ на базі трифазно-трифазного каскадного моду-лятора напруги за схемою в одну зірку, характерним для якої є удвічі менша кількість тиристорів, аніж для схеми у дві зірки, що кваліфікується як перевага з погляду практичного застосування.

Таким чином, метою дослідження є встановлен-ня закономірностей перебігу електромагнітних проце-сів, які відбуваються в безконтактній вентильній сис-темі збудження АСГ на базі каскадного трифазно-трифазного модулятора напруги за схемою в одну зірку на предмет можливості розширення робочого діапазону двозонного ковзання.

Виклад основного матеріалу. Результати попе-редніх досліджень [1, 2] вказують на те, що робота ко-мутатора істотно визначається співвідношенням пара-метрів обмоток статорів і роторів машин модулятора. Великі значення параметрів роторів спричиняють інер-ційність електромагнітних процесів в колі модулятора і збуджувача генератора, внаслідок чого порушується нормальна робота комутатора, що унеможливлює фор-мування трифазної напруги частоти ковзання в обмотці ротора генератора, а отже, формування напруги ста-більної частоти в обмотці статора АСГ.

З метою створення сприятливих умов роботи ко-мутатора на підставі позитивного результату дослі-дження, отриманого в [2], запропоновано зменшити індуктивні опори роторних обмоток не лише машин модулятора, але й генератора шляхом збільшення спів-відношення кількості витків обмоток статора і ротора (тобто, збільшенням їх коефіцієнтів трансформації). Перевірку впливу зміни коефіцієнтів трансформації на працездатність БВСЗ асинхронізованого генератора виконаємо аналізом функцій струмів і напруг фазних гілок роторів машин модулятора і генератора. Залеж-ності струмів і напруг отримаємо шляхом розрахунку електромагнітних процесів БВСЗ рис. 1 за допомогою розроблених в [1] математичної моделі і програмного комплексу. Моделювання виконаємо для АСГ потуж-ністю 100 кВт, вхідні дані якого мають такі значення: LGm

= 0,1 Гн – робоча індуктивність (з боку статора);

LGS = 0,005 Гн – індуктивність розсіювання статора;

LGR = 0,005 Гн – приведена до обмотки статора індук-

тивність розсіювання обмотки ротора; KGi = 10 – кое-

фіцієнт трансформації генератора; PG0 = 2 – кількість

пар полюсів генератора; RGS = 0,01 Ом – активний

опір фаз обмотки статора; RGR = 0,05 Ом – активний

опір фаз обмотки ротора. З метою уникнення переобтяження обсягом вхід-

них даних, для машин модулятора наведемо лише найважливіші дані, до яких належать: K )1(

i =20 – кое-

фіцієнт трансформації АМ1; P )1(0 =2 – кількість пар

полюсів АМ1; K )2(i =20 – коефіцієнт трансформації

АМ2; P )2(0 =6 – кількість пар полюсів АМ2.


Принципово важливо зазначити, що відповідно до теорії АСГ з БВСЗ на базі каскадного модулятора напруги [3] для формування модульованої напруги частоти ковзання на виході модулятора співвідноше-ння кількості пар полюсів генератора і машин моду-лятора має задовольняти таку умову:

P22)PP( G0)2(

0)1(

0 . (1)

Наведені вище числові значення кількості пар полюсів генератора і асинхронних машин модулятора АМ1 та АМ2 задовольняють умову (1).

Згідно з [2] максимальне значення ковзання, при якому вдалося досягнути працездатності АСГ з БВСЗ на базі КМН дорівнює 0,2 (S = +0,2). Тому за орієнтир для дослідження роботи АСГ з безконтактною вен-тильною системою збудження за схемою в одну зірку візьмемо саме таке значення ковзання. Виходячи з цього, на початку дослідження розглянемо розрахун-кові залежності напруг та струмів фазних гілок обмо-ток роторів машин модулятора та фазних струмів об-мотки ротора генератора для двох значень двозонного ковзання S = –0,2 та S = +0,2.

На рис. 2 зображено розрахункові залежності від часу напруг фазних гілок роторів машин модулятора.

-150-100

-500

50100150

5.90 5.91 5.92 5.93 5.94 5.95 5.96 5.97 5.98 5.99 6.00

V,u,u,u F R 3FR 2F R1

t, s

а

( u,u,u FR3FR2FR1 – напруги І, ІІ, ІІІ фазних гілок)

-150-100-50

050

100150

5.90 5.91 5.92 5.93 5.94 5.95 5.96 5.97 5.98 5.99 6.00

V,u,u,u F R 6F R 5F R 4

t, s

б

( u,u,u FR6FR5FR4 – напруги IV, V, VI фазних гілок)

-150-100

-500

50100150

1.00 1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.10

V,u,u,u FR 9FR 8FR 7

t, s

в

( u,u,u FR9FR8FR7 – напруги VII, VIII, IX фазних гілок)

Рис. 2. Розрахункові залежності від часу миттєвих напруг фазних гілок роторів машин модулятора

Зокрема, рис. 2,а ілюструє напруги перших трьох

розщеплених фазних гілок роторів машин модулятора u,u,u FR3FR2FR1

(див. рис. 1). Кожна з цих кривих фор-

мується сумою електрорушійних сил послідовно з’єд-наних розщеплених фазних гілок роторів машин мо-дулятора АМ1 та АМ2, які, своєю чергою, індукують-ся окремо для кожної з машин АМ1 та АМ2 струмами обмоток їх статорів. Аналогічно рис. 2, б ілюструє

напруги u,u,u FR6FR5FR4 других трьох, а рис. 2,в – на-

пруги u,u,u FR9FR8FR7 третіх трьох розщеплених фаз-

них гілок роторів машин модулятора (рис. 1). З рис. 2 видно, що напруги послідовно з’єднаних

фазних гілок роторів машин каскадного модулятора мають модульовану форму з частотою ковзання (тут ковзання S = +0,2), яке відповідає періоду Т = 0,1 с. При цьому кожна з трьох систем напруг, зображених на рис. 2,а-в зсунуті за фазою на кут 2π/3 за частотою ковзання, що досягається перехресним з’єднанням розщеплених фазних гілок роторів машин модулятора (див. рис. 1). Модульовані напруги з частотою ковза-ння дають підстави очікувати формування системи трифазних напруг частоти ковзання в роторній обмо-тці генератора. Факт взаємного зсуву напруг всіх трьох груп фазних гілок за частотою ковзання на 2π/3 забезпечує відповідний зсув фазних напруг і струмів обмотки ротора генератора.

Для повнішого розуміння електромагнітних про-цесів, які відбуваються в системі збудження АСГ роз-глянемо криві миттєвих значень фазних струмів рото-рів машин модулятора. Їх зображено на рис. 3.

-120-80-40

04080

120

5.90 5.91 5.92 5.93 5.94 5.95 5.96 5.97 5.98 5.99 6.00

A,i,i,i FR 3FR 2FR1

t, s

а ( i,i,i FR3FR2FR1

– струми І, ІІ, ІІІ фазних гілок)

-120-80-40

04080

120

1.00 1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.10

A,i,i,i FR 6FR 5FR 4

t, s

б ( i,i,i GR6GR5GR4

– струми IV, V, VI фазних гілок)

-120-80-40

04080

120

1.00 1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.10

A,i,i,i FR9FR8FR 7

t, s

в ( i,i,i GR9GR8GR7

– струми VII, VIII, IX фазних гілок)

Рис. 3. Розрахункові залежності від часу миттєвих струмів фазних гілок роторів машин модулятора

Додатна півхвиля струмів на рис. 3,а формується тиристорами 1, 2, 3, а від’ємна – тиристорами 4, 5, 6 (див. схему на рис. 1). Аналогічним чином формують-ся струми двох інших груп фазних гілок рис. 3,б та рис. 3,в відповідно.

У контексті аналізу процесів, які відбуваються в БВСЗ АСГ принципово важливою інформацією слугує характер фазних напруг і струмів обмотки ротора гене-ратора. Адже для отримання стабільної частоти напруги


обмотки статора генератора в обмотці ротора генератора має буди трифазна система струмів частоти ковзання. Тому розглянемо фазні струми обмотки ротора АСГ.

На рис. 4 зображено розрахункові залежності миттєвих значень фазних струмів обмотки ротора асинхронізованого генератора для ковзання S =+0,2. З цього рисунку видно, що в обмотці ротора АСГ сфо-рмовані трифазні струми, форма яких є близькою до синусоїдної за частотою ковзання. Період цих струмів відповідає частоті ковзання (S=+0,2) і становить Т=0,1 с. Така форма струмів в обмотці ротора АСГ дає підставу очікувати, що частота фазних напруг обмот-ки статора буде дорівнювати частоті напруги в обмо-тках статора машин модулятора.

i,i,i GGG 321

-100

-50

0

50

100

5.80 5.85 5.90 5.95 6.00

A,i,i,i G R 3G R 2G R 1

t, s

Рис. 4. Розрахункові залежності фазних струмів ротора АСГ

i,i,i GR3GR 2GR1

Наведені вище результати моделювання, а також отримані результати досліджень, які не представлені тут, дають підставу стверджувати, що для ковзання АСГ, яке дорівнює плюс дві десяті (S=+0,2), його БВСЗ працездатна і забезпечує необхідну частоту на-пруги обмотки статора генератора, що і є предметом дослідження в цій публікації. А аналіз кривих напруг обмоток статора генератора становить предмет окре-мих досліджень з огляду на те, що на форму цих кри-вих впливають ще й інші чинники, які на тепер доста-тньо повно ще не вивчені, але з вже наявних результа-тів дослідження відомо, що вони змінюють гармоніч-ний спектр фазних напруг генератора.

Для визначення крайньої межі робочого діапазо-ну додатної зони ковзання асинхронізованого гене-ратора з безконтактною вентильною системою збуд-ження необхідно мати інформацію про характер струмів обмотки ротора генератора для інших, біль-ших значень ковзання. Тому нижче наведемо розра-хункові залежності цих струмів для низки значень додатного ковзання. Форма цих кривих дасть інфор-мацію для розуміння закономірностей перебігу елек-тромагнітних процесів, які відбуваються в безкон-тактній вентильній системі збудження асинхронізо-ваного генератора і, як наслідок, дасть підставу для визначення крайнього допустимого робочого ковза-ння в його додатній області.

На рис. 5 зображено розрахункові залежності фа-зних струмів обмотки ротора генератора для ковзання S=+0,5.

З рис. 5 видно, що криві фазних струмів ротора генератора мають квазісинусоїдну форму з періодом основної гармоніки, який дорівнює 0,04 (Т=0,04) се-кунди, що відповідає частоті ковзання Fk=25 Гц (Fk=50·S=50·0,5=25). Така форма кривих фазних стру-мів з чітко визначеною частотою також забезпечує стабільність частоти напруги генератора, а отже для ковзання S=+0,5 БВСЗ АСГ є працездатною.

-80-60-40-20

020406080

5.90 5.91 5.92 5.93 5.94 5.95 5.96 5.97 5.98 5.99 6.00


t, s

Рис. 5. Фазні струми ротора АСГ i,i,i GR3GR2GR1

для ковзання S=+0,5

Подальше збільшення ковзання в додатній облас-ті призводить до зміни форми кривих фазних струмів, що видно з рис. 6 та рис. 7. На першому з них зобра-жено розрахункові залежності фазних струмів обмот-ки ротора генератора для ковзання S=+0,9, а на дру-гому – для ковзання S=+0,95. З цих рисунків видно, що фазні струми за формою не є синусоїдними. Нато-мість спостерігається тенденція до утворення системи напруг модульованої форми. Тому висновок є одно-значним, його сутність полягає в тому, що для додат-ного ковзання, значення якого перевищує S=+0,5, БВСЗ АСГ втрачає працездатність. Таким чином, крайньою межею додатного діапазону робочого ков-зання АСГ є ковзання зі значенням S=+0,5.

-60-40-20

0204060

5.900 5.925 5.950 5.975 6.000


t, s



-60

-40

-20

0

20

40

60

5.800 5.825 5.850 5.875 5.900 5.925 5.950 5.975 6.000


t, s



Як уже було зазначено, АСГ з БВСЗ на базі кас-кадного модулятора напруги може працювати в ре-жимі двозонного ковзання. Адже збудження тут вико-нується з боку ротора, як у синхронній машині. Тому принципово важливо з’ясувати його функційні мож-ливості для від’ємного діапазону ковзання. З цією метою також проведено дослідження для низки зна-чень від’ємного ковзання.

На рис. 8 зображено розрахункові залежності фа-зних струмів ротора генератора для трьох значень ковзання: S = –0,2; S = –0,8 та S = –1,0. З рис. 8 вираз-но видно, що фазні струми ротора АСГ мають близь-ку до синусоїди форму з частотою основної гармоні-ки, яка дорівнює частоті ковзання. Це дає підставу стверджувати, що на відміну від додатної області ков-зання, у від’ємній – БВСЗ працездатна в цілому її діа-пазоні від S = 0 до S = –1,0.


i,i,i GGG 321

-100

-50

0

50

100

5.800 5.825 5.850 5.875 5.900 5.925 5.950 5.975 6.000


t, s

а

-100

-50

0

50

100

5.96 5.97 5.98 5.99 6.00


t, s

б

-100

-50

0

50

100

5.96 5.97 5.98 5.99 6.00


t, s

в Рис. 8. Фазні струми ротора АСГ i,i,i GR3GR2GR1

(а – для S = –0,2; б – для S = –0,8; в – для S = –1,0)

На цьому етапі за допомогою розробленої в [1] математичної моделі і відповідного програмного коду виконано аналіз електромагнітних процесів, які відбу-ваються в безконтактній вентильній системі збудже-ння АСГ на базі каскадного трифазно-трифазного мо-дулятора напруги за схемою в одну зірку та вста-новлено закономірності їх перебігу на предмет впливу двозонного ковзання на працездатність асинхронізо-ваного генератора.

У контексті перспективи досліджень з метою по-дальшого розвитку теорії асинхронізованих генера-торів цього типу вбачається необхідним виконати аналіз електромагнітних процесів, які відбуваються в таких генераторах на предмет впливу двозонного ков-зання на якість напруги АСГ і за критерієм частоти, і за критерієм гармонічного спектру. Окрім цього, ста-виться за мету виконати аналогічні дослідження для схеми модулятора зі спільним з’єднанням розщеп-лених фазних гілок обмоток роторів машин модулято-ра, коли ключ К замкнений (рис. 1) бо тут розглянуто схему з потенціальним комбінованим з’єднанням, коли ключ К розімкнений.

Висновки. 1. Вузький діапазон робочого двозонного ковзання

асинхронізованого генератора з безконтактною вен-тильною системою збудження на базі каскадного мо-дулятора напруги за схемою в одну зірку, який на час останніх досліджень становив ±0,06, не дає змоги практичного застосування таких генераторів як авто-номних джерел електроживлення.

2. З метою вивчення можливостей розширення діа-пазону двозонного ковзання АСГ з БВСЗ виконано дослідження електромагнітних процесів, які відбува-ються в цій системі збудження. На підставі проведе-них досліджень шляхом математичного моделювання за допомогою розроблених автором математичних моделей і програмного комплексу встановлені зако-номірності перебігу цих процесів залежно від значен-ня двозонного ковзання.

3. Шляхом зміни параметрів роторів машин моду-лятора і АСГ через збільшення співвідношення кіль-кості витків обмотки статора до обмотки ротора асин-хронних машин модулятора і генератора досягнуто істотного розширення діапазону робочого ковзання асинхронізованого генератора.

4. Область від’ємного ковзання збільшено до зна-чення S = –1, а область додатного – до S=+0,5.

5. Розширення діапазону робочого ковзання до вка-заних меж створює реальні можливості для практич-ного впровадження генераторів цього класу в авто-номних системах електроживлення з широким діапа-зоном зміни частоти обертання рушія.

СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ

1. Василів К.М. Математична модель динамічних процесів автономної електроенергетичної системи на базі безкон-тактного асинхронізованого генератора з трифазно-трифаз-ним каскадним модульованим збуджувачем // Технічна еле-ктродинаміка. – 2004. – 5. – С. 50-55. 2. Василів К.М. Закономірності електромагнітних процесів безконтактної системи збудження асинхронізованого генератора за схемою у дві зірки на базі трифазно-трифазного модулятора напруги // Вісник НТУ «ХПІ». – 2016. – 32(1204). – С. 48-52. 3. Галиновский А.М. Бесконтактный асинхронизированный генератор с модулированным преобразователем частоты // Тру-ды І Международной (ІІІ Всероссийской) конференции по Элек-тромеханотронике. – Санкт-Петербург. – 1997. – С. 182-192.

REFERENCES

1. Vasyliv K.M. Mathematical model of dynamic processes of an autonomous electric power system on the basis of contactless asyn-chronized generator with a three-phase-three-phase cascade modu-lated exciter. Technical electrodynamics, 2004, no.5, pp. 50-55. (Ukr). 2. Vasyliv K.M. Regularities of electromagnetic processes in the contactless excitation system of an asynchronous generator following a two-star scheme based on a threephase-threephase voltage modula-tor. Bulletin of NTU «KhPI», 2016, no.32(1204), pp. 48-52. (Ukr). 3. Galinovskiy A.M. Non-contact asynchronized generator with a modulated frequency converter. Trudy І Mezhdunarodnoi (ІІІ Vserossiiskoi) konferentsii po Elektromekhanotronike [Proceed-ings of the 1st International (III All-Russian) Conference on Elec-tromechanotronics]. St. Petersburg, 1997, pp. 182-192. (Rus).

Надійшла (received) 25.02.2018 Василів Карл Миколайович, д.т.н., проф., Національний університет «Львівська політехніка», 79013, Львів, вул. С. Бандери, 28а, тел/phone +38 032 2226403, e-mail: [email protected] K.M. Vasyliv Lviv Polytechnic National University, 28a, S. Bandera Str., Lviv, 79013, Ukraine. Regularities of electromagnetic processes of a contactless excitation system of an asynchronized generator based on a cascade three-phase-three-phase voltage modulator in a single-star circuit. The regularities of electromagnetic processes occurring in a non-contact excitation system of an asynchronized generator based on a cascade three-phase – three-phase voltage modulator in a single-star circuit for the possibility of expanding the range of a two-zone slip of a generator are established. A method for correcting the parameters of the machines’ rotors of modulator and generator is proposed which makes it possible to stabilize the operation of the switch for the slip range from minus one to plus five tenths with maintaining the performance of the asynchronized generator. References 3, figures 8. Key words: asynchronized generator, voltage modulator, switch, contactless excitation system, slip.


© И.Н. Задорожняя, Н.А. Задорожний

УДК 621.771.06:233.2 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.03

И.Н. Задорожняя, Н.А. Задорожний

СИНТЕЗ ДВУХМАССОВОГО ЭЛЕКТРОПРИВОДА С АСТАТИЧЕСКОЙ СИСТЕМОЙ ПОДЧИНЕННОГО РЕГУЛИРОВАНИЯ ПРИ ДЕЙСТВИИ ПЕРЕМЕННЫХ СИЛ ТРЕНИЯ Отримав подальший розвиток метод синтезу електроприводу з астатичною системою підпорядкованого регулювання при дії змінних сил тертя з активним демпфіруванням пружних механічних коливань, що досягається вибором відповідного спів-відношення динамічних параметрів. Показано, що параметри в електромеханічних системах знаходяться у взаємозв’язку, а реалізація розрахункових співвідношень для регулятора швидкості при оптимізації основана на компенсації впливу пружних сил інерційними та може бути використана для настройки систем керування технологічних машин. Бібл. 13, рис 2. Ключові слова: електромеханічна система, демпфірування, електропривод, взаємодія, регулювання, регулятор швид-кості, синтез параметрів, змінні сили тертя. Получил дальнейшее развитие метод синтеза электропривода с астатической системой подчиненного регулирования при действии переменных сил трения с активным демпфированием упругих механических колебаний, что достигает-ся выбором определенного соотношения динамических параметров. Показано, что параметры в электромеханиче-ских системах находятся во взаимосвязи, а реализация расчетных соотношений для регулятора скорости при опти-мизации основана на компенсации влияния упругих сил инерционными и может быть использована для настройки систем управления технологических машин. Библ. 13, рис 2. Ключевые слова: электромеханическая система, демпфирование, электропривод, взаимодействие, регулирование, регулятор скорости, синтез, переменные силы трения.

Введение. Регулируемый автоматизированный электропривод (ЭП) современных технологических ма-шин выполняет функции ограничения динамических нагрузок электрического и механического оборудо-вания, теоретически обеспечивает высокую статическую и динамическую точность воспроизведения законов управления и инвариантность к возмущающим воздей-ствиям при нормированном быстродействии [1, 2]. Од-нако практическая реализация динамических возможно-стей ЭП затруднена из-за влияния на процессы регули-рования и управления упругих механических звеньев передач, действия переменных сил трения на валу рабо-чих механизмов [3, 4]. В режиме низких скоростей в ЭП с широким диапазоном регулирования переменные силы трения в сочетании с упругими механическими колеба-ниями являются причиной возникновения автоколеба-ний и потери устойчивости [5, 6].

Постановка задачи исследования. В опублико-ванных научно-исследовательских работах приводят-ся результаты анализа и предложены методы синтеза двухмассовых электромеханических систем (ЭМС) по различным критериям оптимизации, как правило, без рассмотрения эффектов взаимодействия под-систем [7-9], поэтому представляет интерес исследо-вание электроприводов с астатической системой авто-матического регулирования и минимизацией колеба-тельных составляющих процессов при действии пе-ременных сил трения и оптимальном (предельном) электромеханическом взаимодействии.

Двухмассовая ЭМС с астатической системой под-чиненного регулирования представлена структурной схемой на рис. 1. При описании структурной схемы используется относительная форма записи пара-метров, и объект регулирования характеризуется сле-дующими параметрами: TM1 = J1ωH/MH – механическая постоянная времени электродвигателя; TM2 = J2ωH/MH – механическая постоянная времени механизма (вто-рая масса, приведенная к валу двигателя);

21211212 /)( MMMM TTTTcΩ – частота свободных

колебаний двухмассовой ЭМС; c12 = C12ωH/MH – ко-эффициент упругости механической передачи; βС = ± ВCωH/MH – коэффициент трения механической нагрузки для различных участков характеристики; = (TM1 + TM2)/TM1 – коэффициент распределения инерционных масс двигателя и механизма.

При настройке контура тока (момента) на предель-ное быстродействие влияние на него упругих механиче-ских колебаний для постоянной интегрирования контура тока TT << Ty (Ty = 1/Ω12) и = 1,01 – 1,5 считается незна-чительным [7], что позволяет после преобразования пе-редаточную функцию принять в виде WKT(p) ≈ 1,0. Регу-лятор скорости – пропорционально-интегральный с ко-эффициентом передачи KR и постоянной интегрирова-ния τ – обеспечивает нулевую статическую ошибку при изменении нагрузки mC на валу механизма.

Исследования влияния переменных сил трения производим для отдельных (линеаризованных) участков характеристики нагрузки. При влиянии упругих звеньев в сочетании с проявлением «отрицательного» вязкого трения (βC < 0) в ЭМС возбуждаются колебания с деста-билизацией процессов регулирования и потерей устой-чивости [10]. Возникают также проблемы устойчивости ЭМС с двукратноинтегрирующей САУ в режиме малых скоростей и при действии сил трения на возрастающем участке характеристики нагрузки (βC > 0).

Целью исследования является решение актуаль-ной задачи активного подавления упругих электро-механических колебаний в ЭМС с астатической сис-темой автоматического регулирования. Если демпфи-рование упругих механических колебаний осуществ-ляется за счет оптимизации динамической жесткости механической характеристики ЭП [11], то удается обеспечить требуемую степень устойчивости при ми-нимальной колебательности ЭМС и высокой точности отработки возмущений по нагрузке.


Рис. 1. Структурная схема двухмассовой электромеханической системы с нелинейной механической нагрузкой

при астатическом регулировании

Для исследования демпфирующих свойств ЭМС на основании структурной схемы получены передаточные функции по управляющему и возму-щающему воздействиям, из которых, как и в источ-нике [10], используется характеристический поли-ном (ХП):

.))((

)(

)()(

221

31

2421

RCRdR

уRdRМ

dМуRуМ

KpτβKТK

pТKТKТ

рТТТKрТТpQ

(1)

Материалы исследований. В ХП (1) для удоб-ства записи и анализа приняты следующие обозначе-ния: Td = ±βС/с12 – постоянная времени, обусловленная вязким трением; Ty = 1/Ω12 – постоянная времени уп-ругих колебаний.

Если после преобразования выражения

R

CRCR K

KK 1 ,

обозначить

R

C

K1 , (2)

то становится понятным смысл коэффициента «ε» – он характеризует дополнительное отклонение в дина-мике скорости механизма 2 при действии перемен-ных сил трения.

В области малых отклонений от точки устано-вившегося режима колебаний

ε > 1, если βС > 0, ω < ω0, ε = 1, если βС = 0, ω = ω0,

0 < ε < 1, если βС < 0 и | βС | < KR, ω > ω0. Тогда для канонической формы записи полинома

.1)()(

)()(

221

312421

pТpТТK

Т

рТK

ТТрТ

K

ТpQ

dуdR

М

dR

Муу

R

М

(3)

Активное подавление упругих колебаний с раз-витием процессов дестабилизации при астатическом регулировании анализировать по ХП (1) затрудни-тельно из-за множества вариантов сочетания пара-метров и частных решений. Поэтому представим ХП (3) в нормированном виде с учетом обобщенных параметров (4)

.

;2

;2

1

;

1

21

1

21

2

212

М

ММ

у

dС

М

RD

уR

М

EB

Т

ТТ

Т

Т

Т

K

ТK

ТK

(4)

Предложенная форма нормирования полиномов процессов электромеханического взаимодействия [11] учитывает физические явления и устанавливает взаи-мосвязи параметров ЭМС.

Согласно (4) КВ – коэффициент взаимодействия электромагнитной и механической подсистем ЭМС; D – коэффициент демпфирования (отдельной) парци-альной электромагнитной подсистемы; C – коэффи-циент демпфирования (отдельной) парциальной ме-ханической подсистемы, причем

C > 0, βС > 0, ε > 1, C = 0, βС = 0, ε = 1,

C < 0, βС < 0, ε < 1, | βС | < KR. При совместном рассмотрении соотношений (4)

для КВ и D получаем формулы связи параметров ЭМС исходной структурной схемы с обобщенными показателями

.2

;2

1

уDВ

D

уB

R

М

ТК

ТK

K

Т

(5)

Приняв форму нормирования (5), ХП представим в виде

.1)(2

4)1(

)(2)(

22

3344

рТK

рТKK

рТKKрТKpQ

уCDB

уCDBB

уCBDBуB

(6)

ЭП при отработке отклонения скорости с нуле-вой статической ошибкой при действии нагрузки, пе-ременных сил трения и устойчивом движении с зату-ханием процессов в механической подсистеме будет являться динамическим гасителем колебаний.

В таком случае ХП (6) при последовательной ди-намической декомпозиции представляется отдель-


ными взаимодействующими электромагнитной и ме-ханической подсистемами с описанием процессов в следующем виде:

.0)12)(12()( 0222

00122

0 рТрТрТрТpQ (7)

Электромеханическое взаимодействие процессов при описании в форме (7) физически означает полное извлечение (отвод) энергии колебаний из механичес-кой подсистемы в электромагнитную с одновременным преобразованием при ξ2 ξ1 за минимальное время.

ХП (7) после преобразования к стандартному ви-ду записывается как

.1)(2

)42()(2)(

021

22021

33021

440

рТ

рТрТрТpQ

(8)

Процессы в ЭМС при действии переменных сил трения и возбуждения упругих механических колеба-ний, которые описаны в нормированной форме (6) будут соответствовать процессам (8) при условии ра-венства коэффициентов при соответствующих степе-нях оператора характеристических полиномов, что дает следующую систему уравнений:

.)(2)(2

;)42()4)1((

;)(2)(2

;

021

2021

2

3021

3

40

4

ТТK

ТТKK

ТТKK

ТТK

уCDB

уCDBB

уCBDB

уB

(9)

Система уравнений (9) решается при учете физи-ческих соображений – в полной ЭМС при оптималь-ной электромеханической связи

21 , (10)

где 1 = E – коэффициент демпфирования процессов электромагнитной подсистемы в составной ЭМС; 2 = М – коэффициент демпфирования процессов ме-ханической подсистемы в составной ЭМС.

Известно, что ЭП может обладать свойствами демпфирования колебаний в упругой механической подсистеме с вязким трением при колебательном движении электромагнитной подсистемы [12], то и в системе с дестабилизацией 1 < 1. И, конечно, сум-марный эффект гашения колебаний в механической подсистеме не может быть выше демпфирующего действия электродвигателя. Такое ограничение позво-ляет принять и выразить для упрощения преобразова-ний при решении системы (9) следующее обозначение

DC m , (11)

где m – коэффициент веса (доля) демпфирования си-лами трения (по отношению к D); 0 < m < 1 – трение вязкое при движении со скоростью, соответствующей положительному участку характеристики трения; –1 < m < 0 – при колебательном движении со скоро-стью, соответствующей отрицательному участку ха-рактеристики трения.

Процессы (7) в электромагнитной и механичес-кой подсистема будут равнозначны, то есть будут протекать с предельной степенью устойчивости и ми-нимальной колебательностью в случае 2 = 1 для демпфирования

2222

22

)())(2)(1(2)1(

)())(1(2)1(

mmmmmm

mmmmD

при выполнении следующих соотношений для обоб-щенных показателей электромеханического взаимо-действия подсистем

;)(

)1(2

2

m

mKB

.DC m (12)

Анализ полученных соотношений (12) показы-вает, что при предельной степени демпфирования – минимуме колебательности – коэффициент электро-механического взаимодействия КВ и коэффициент демпфирования D определяются как коэффициентом распределения инерционных масс , так и коэффи-циентом отклонения скорости ε и коэффициентом веса «m». При допущении отсутствия действия пере-менных сил трения на валу механизма ε = 1 и m = 0 получаются следующие соотношения:

;BK ,1 D (13)

которые соответствуют приведенным в источнике [9] для реализации процессов в ЭМС с предельной степе-нью электромеханического демпфирования упругих колебаний астатической системой автоматического регулирования. Таким образом, если выполнить син-тез параметров ЭМС при астатическом регулирова-нии, соблюдая соотношения (12), процессы в динами-ке будут соответствовать эталонным (7) и при влия-нии дестабилизирующих факторов с действием «от-рицательного» вязкого трения ЭМС будет устойчива при > 1, 0 < ε < 1 и положительном вязком трении при 1 < < 5 и ε > 1. В предельном случае характер колебательных затухающих процессов в ЭМС будут соответствовать предельному демпфированию с пока-зателями:

;)1)((4

)()1)((2)1( 22

22

0 Dmmm

mmmm

,0 МE (14)

,1 200 EММE

(15)

где 0 – коэффициент демпфирования колебаний в

ЭМС; )1(

)(112

00 m

m

Т

– собственная частота

недемпфированных колебаний двухмассовой ЭМС, в динамике эквивалентной одномассовой.

Показатели характера процессов в ЭП (14), (15) с предельной степенью демпфирования упругих коле-баний при действии переменных сил трения достига-ются настройкой регулятора тока по критерию «мо-дульный оптимум», а регуляторов скорости системы подчиненного регулирования по соотношениям

;2 1

уB

DМR

ТK

ТK

уDВ ТК 2 , (16)

которые получены из формул (5) с последующей под-становкой оптимальных значений параметров КB, D, C из (12).


На рис. 2 приведена осциллограмма изменения момента двигателя m(t) для малых отклонений скоро-сти при единичном ступенчатом изменении нагрузки для участка характеристики с отрицательным трени-ем, где график переходного процесса 1 представлен для случая настройки на симметричный оптимум с типовыми параметрами САУ при расчетах без учета свойств упругого звена и переменных сил трения, а график переходного процесса 2 – для случая настрой-ки на минимум колебательности с оптимальными па-раметрами САУ для участка характеристики с «отри-цательным» трением. ЭП эффективно демпфирует колебания. В частности, предлагаемый метод синтеза параметров САУ был апробирован в промышленных условиях, при этом получены положительные резуль-таты при наладке и модернизации станочного элек-тропривода [13].

t, s

m(t), о.е.

Рис. 2. Графики изменения момента двигателя для малых отклонений скорости при единичном ступенчатом измене-

нии нагрузки: 1 – γ = 1,5, Ω12 = 62,8 с-1, KR = 141,75, = 0,02 с;

2 – γ = 1,5, Ω12 = 62,8 с-1, KR = 65,227, = 0,0273 с, ξ = 0,686, m = –0,5, ε = 0,98

Выводы.

1. Двухмассовый ЭП с астатической системой ре-гулирования при действии переменных сил трения эффективно демпфирует колебания при оптимизации параметров регуляторов.

2. Синтез параметров регуляторов скорости по со-отношениям для коэффициента передачи KR и посто-янной интегрирования позволяет реализовать пре-дельные показатели характера затухающих процессов при нулевой статической ошибке.

3. Метод синтеза по обобщенным показателям КB, D, C и γ удовлетворяет требованиям системного ана-лиза, так как учитывает меры механического, конст-руктивного, электромеханического способов подавле-ния упругих механических колебаний.

4. Метод синтеза рекомендуется к практическому использованию для систем управления ЭП металлур-гических и подъемно-транспортных машин, метал-лорежущих станков.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Ключев В.И. Теория электропривода. – М.: Энергоатом-издат., 2001. – 704 с. 2. Попович М.Г., Лозинський О.Ю., Клепіков В.Б. та ін. Електромеханічні системи автоматичного керування та еле-ктроприводи : навч. посібник для студ. вищ. навч. закладів, які навчаються за напрямом «Електромеханіка». – К.: Ли-бідь, 2005. – 680 с. 3. Андрющенко В.А. Об устойчивости следящего элек-тропривода низких скоростей при неограниченном воз-растании некоторых его параметров // Известия высших учебных заведений. Электромеханика. – 1976. – 1. – С. 100-103. 4. Иванченко Ф.К. Механика приводов технологических машин. – К.: Вища шк.,1986. – 152 с. 5. Бесекерский В.А. Динамический синтез систем автома-тического регулирования. М.: Наука, 1970. – 576 с. 6. Клепиков В.Б., Осичев А.В. Определение границ устой-чивости электропривода с отрицательным вязким трением с учетом упругости кинематической цепи // Электричество. – 1989. – 1. – С. 36-41. 7. Борцов Ю.А., Соколовский Г.Г. Автоматизированный электропривод с упругими связями. – СПб.: Энерго-атомиздат, 1992. – 288 с. 8. Бургин Б.Ш. Анализ и синтез двухмассовых электро-механических систем. – Новосибирск: Новосиб. электро-техн. ин-т, 1992. – 199 с. 9. Samuelsson O. Load modulation at two locations for damp-ing of electromechanical oscillations in a multimachine system // Power Engineering Society Summer Meeting 2000. IEEE, 2000, vol.3, pp. 1912-1917. doi: 10.1109/pess.2000.868826. 10. Задорожний Н.А., Марилов Н.Г., Кутовой Ю.Н., Мо-хаммед Арус. Анализ электромеханической системы приво-дов с упругими механическими связями в режиме низких скоростей и буксовании // Вестник НТУ «ХПИ». Темат. вып.: Проблемы автоматизированного электропривода. Теория и практика. – 1997. – С. 122-123. 11. Задорожний Н.А., Задорожняя И.Н. Синтез параметров астатической системы автоматического управления двух-массовыми электроприводами с заданной степенью устой-чивости и минимальной колебательностью // Вестник НТУ «ХПИ». Темат. вып.: Проблемы автоматизированного элек-тропривода. Теория и практика. – 2015. – 12(1121). – С. 155-159. 12. Задорожня І.М. Оптимізація динамічних режимів при-водів металургійних машин з мінімізацією впливу пружних коливань // Електромеханічні та енергетичні системи, мето-ди моделювання та оптимізації. Збірник наукових праць ХІ Міжнародної науково-технічної конференції. – Кременчук, КрНУ, 2013. – С. 51-52. 13. Задорожний Н.А., Ребедак О.А., Задорожняя И.Н. Осо-бенности работы механизма подачи глубокорасточного станка КЖ-1910 в режиме низких скоростей // Вісник НТУ «ХПІ». – 2013.– 36(1009). – С. 209-210.

REFERENCES

1. Kliuchev V.I. Teoriia elektroprivoda [Theory of the electric drive]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 2001. 704 p. (Rus). 2. Popovich M.G., Lozins'kii O.Iu., Klepіkov V.B. Elektromekhanіchnі sistemi avtomatichnogo keruvannia ta elek-troprivodi : navch.posіbnik dlia stud. vishch. navch. zakladіv, iakі navchaiut'sia za napriamom «Elektromekhanіka» [Electrome-chanical systems of automatic control and electric drives: a man-ual for students of higher educational institutions in the direction of «Electromechanics»]. Kyiv, Lybid Publ., 2005. 680 p. (Ukr). 3. Andriushchenko V.A. On the stability of the traction electric drive of low speeds with unlimited increase of some of its parame-ters. Russian Electromechanics, 1976, no.1, pp. 100-103. (Rus).


4. Ivanchenko F.K. Mekhanika privodov tekhnologicheskikh mashin [Mechanics of drives of technological machines]. Kyiv, Vishcha shk. Publ., 1986. 152 p. (Rus). 5. Besekerskii V.A. Dinamicheskii sintez sistem av-tomaticheskogo regulirovaniia [Dynamic synthesis of automatic control systems]. Moscow, Nauka Publ., 1970. 576 p. (Rus). 6. Klepikov V.B., Osichev V.B. Determination of the stability limits of an electric drive with negative viscous friction taking into account the elasticity of the kinematic chain. Electricity, 1989, no.1, pp. 36-41. (Rus). 7. Bortsov Iu.A., Sokolovskii G.G. Avtomatizirovannyi elek-troprivod s uprugimi sviaziami [Automated electric drive with elastic connections]. St. Petersburg, Energoatomizdat Publ., 1992. 288 p. (Rus). 8. Burgin B.Sh. Analiz i sintez dvukhmassovykh elektromekhani-cheskikh sistem [Analysis and synthesis of two-mass electrome-chanical systems]. Novosibirsk, NETI Publ., 1992. 199 p. (Rus). 9. Samuelsson O. Load modulation at two locations for damp-ing of electromechanical oscillations in a multimachine system. Power Engineering Society Summer Meeting 2000. IEEE, 2000, vol.3, pp. 1912-1917. doi: 10.1109/pess.2000.868826. 10. Zadorozhnii N.A., Marilov N.G., Kutovoi Iu.N., Arus Mok-hammed. Analysis of electromechanical drive systems with elastic mechanical connections in the regime of low speeds and slippin. Bulletin of NTU «KhPI». Series: Problems of automated electric drive. Theory and practice. Kharkov, 1997, pp. 122-123. (Rus). 11. Zadorozhnii N.A., Zadorozhniaia I.N. Synthesis of pa-rameters of an astatic automatic control system for two-mass electric drives with a specified degree of stability and mini-mum oscillation. Bulletin of NTU «KhPI». Series: Problems of automated electric drive. Theory and practice, 2015, no.12(1121), pp. 155-159. (Rus). 12. Zadorozhnia І.M. Optimization of dynamic modes of drives of metallurgical machines with minimization of influence of elastic oscillations. Electromechanical and Energy Systems, Modeling and Optimization Methods. Conference proceedings of the 11th International conference of students and young re-searches. Kremenchuk, April 9-11, 2013, pp. 51-52. (Ukr). 13. Zadorozhnii N. A., Rebedak O. A., Zadorozhniaia I.N. Fea-tures of the work of the feed mechanism deep machine KZH-1910 in low speed mode. Bulletin of NTU «KhPI», 2013, no.36(1009), pp. 209-210. (Rus).

Поступила (received) 19.02.2018 Задорожняя Инна Николаевна1, к.т.н., доц., Задорожний Николай Алексеевич1, к.т.н., доц., 1 Донбасская государственная машиностроительная академия, 84313, Донецкая обл., Краматорск, ул. Академическая, 72, e-mail: [email protected]

I.N. Zadorozhniaia1, N.A. Zadorozhniy1 1 Donbass State Engineering Academy, 72, Akademicheskaia Str., Кramatorsk, Donbass Region, 84313, Ukraine. Synthesis of a two-mass electric drive with an astatic system of subordinate regulation at the action of variable friction forces. Purpose. The solution of actual problem of active suppres-sion of resilient electromechanical vibrations in an electric drive with the astatic system of automatic control is pre-sented. Methodology. For research of damping properties of electrical drive according to a flow diagram from transmis-sion functions on regulation and indignation a characteristic polynomial is got in the rationed form of parameters that takes into account the physical phenomena and sets inter-communications of parameters in the electromechanical sys-tem. As a result of it a characteristic polynomial at a succes-sive dynamic decoupling appears separate interactive elec-tromagnetic and mechanical subsystems. Thus, electrome-chanical interaction physically means complete extraction of energy of vibrations from a mechanical subsystem in elec-tromagnetic with simultaneous transformation for minimum time. An electric drive for the case of realization of proc-esses of electromechanical interaction is the dynamic extin-guisher of vibrations. Results. The active resilient mechani-cal oscillation damping comes true due to optimization of dynamic inflexibility of mechanical description of electrical drive and as a result the required degree of stability is pro-vided at minimum vibration and high exactness of working off indignations on loading. Originality. For the first time an electrical drive with the astatic system of automatic control at the action of variable forces of friction for the offered optimal parameters of dynamic inflexibility of mechanical description effectively damps vibrations. The synthesis of parameters of regulators according to correlations allowed to realize the maximum indexes of character of attenuation processes at a zero static error. Practical value. The synthe-sis method is approved in industrial conditions during the adjustment and modernization of the machine tool and is recommended for setting up automatic control systems for the operating and newly designed electric drives of techno-logical machines. References 13, figures 2. Key words: electromechanical system, damping, electric drive, interaction, regulation, speed controller, synthesis, variable friction forces.


© О.Ю. Лозинський, Я.С. Паранчук, Р.Я. Паранчук, Ф.Д. Матіко

УДК 681.513, 621.365, 62-83-52 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.04

О.Ю. Лозинський, Я.С. Паранчук, Р.Я. Паранчук, Ф.Д. Матіко

РОЗВИТОК МЕТОДІВ ТА ЗАСОБІВ КОМП’ЮТЕРНОГО МОДЕЛЮВАННЯ ДЛЯ ДОСЛІДЖЕННЯ ЕЛЕКТРИЧНИХ РЕЖИМІВ ДУГОВОЇ СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЇ ПЕЧІ Мета. Метою статті є створення трифазної у миттєвих координатах комп’ютерної Simulink-моделі системи жив-лення та системи автоматичного регулювання (САР) координат електричного режиму (ЕР) дугової сталеплавильної печі типу ДСП-200, яка має зручний інтерфейс для зміни структури та параметрів системи живлення трифазних дуг, структури системи та законів керування електричним режимом, а також стохастичних характеристик пара-метричних та координатних збурень. Методика. Для проведення досліджень використовувалися положення теорії електричних кіл, експериментальні дослідження і математичне та комп’ютерне моделювання в додатку Simulink пакету Маtlab. Результати. Створено високоточну комп’ютерну у миттєвих координатах Simulink-модель системи живлення та САР координат ЕР ДСП-200 та з її використанням проведено дослідження ЕР та отримано оцінки показників функціонування дугової печі у різних технологічних періодах плавлення та за різних структур системи автоматичного керування (САК). Наукова новизна. Вперше на основі поєднання елементів бібліотеки додатку Simulink та типових бібліотечних блоків SimPowerSystems програми Matlab складено трифазну у миттєвих коорди-натах повну модель системи живлення та САК ЕР дугової печі ДСП-200, яка має значні переваги по точності, швид-кодії та функціональних можливостях у порівнянні з відомими моделями. Практична цінність. Можливість вико-нання на створеній Simulink-моделі математичних експериментів з дослідження показників динаміки регулювання координат ЕР та показників електромагнітної сумісності режимів ДСП та електромережі при дії детермінованих і випадкових збурень. Бібл. 11, табл. 3, рис. 16. Ключові слова: дугова сталеплавильна піч, комп’ютерна Simulink-модель, система живлення, система автоматичного регулювання, електричний режим, регулятор, динамічна вольт-амперна характеристика дуги, електромеханічний контур. Цель. Целью статьи является создание трехфазной в мгновенных координатах компьютерной Simulink-модели сис-темы питания и системы автоматического регулирования (САР) координат электрического режима (ЭР) дуговой сталеплавильной печи типа ДСП-200, которая имеет удобный интерфейс для изменения структуры и параметров системы питания трехфазных дуг, структуры системы и законов управления электрическим режимом, а также стохастических характеристик параметрических и координатных возмущений. Методика. Для проведения исследо-ваний использовались положения теории электрических цепей, экспериментальные исследования и математическое и компьютерное моделирование в приложении Simulink программы Маtlab. Результаты. Создана высокоточная ком-пьютерная в мгновенных координатах Simulink-модель системы питания и САР координат ЭР ДСП-200 и с ее ис-пользованием проведены исследования ЭР и получены оценки показателей функционирования дуговой печи в различ-ных технологических периодах плавления и при различных структурах системы автоматического управления (САУ). Научная новизна. Впервые на основе сочетания элементов библиотеки приложения Simulink и типовых библиотеч-ных блоков SimPowerSystems программы Matlab составлена трехфазная в мгновенных координатах полная модель системы питания и САУ ЭР дуговой печи ДСП-200, которая имеет значительные преимущества по точности, бы-стродействию и функциональным возможностям по сравнению с известными моделями. Практическая ценность. Возможность выполнения на созданной Simulink-модели математических экспериментов по исследованию показате-лей динамики регулирования координат ЭР и показателей электромагнитной совместимости режимов ДСП и элек-тросети при действии детерминированных и случайных возмущений. Библ. 11 табл. 3, рис. 16. Ключевые слова: дуговая сталеплавильная печь, компьютерная Simulink-модель, система питания, система автома-тического регулирования, электрический режим, регулятор, динамическая вольт-амперная характеристика дуги, электромеханический контур.

Вступ. Дугові сталеплавильні печі (ДСП) – це потужні електротехнологічні об’єкти для плавлення сталей і сплавів в основному з металобрухту. Зважа-ючи на значну встановлену потужність та вкрай ди-намічний несиметричний та нелінійний характер на-вантаження, проведення експериментальних дослід-жень їх режимів та показників процесу плавлення в ДСП з огляду низки організаційних, технічних та виробничих причин не завжди є можливим. Особливі труднощі виникають при необхідності виконання експериментальних досліджень для різних структур системи автоматичного керування (САК), для різних її параметрів, для різних схемних змін у силовому колі живлення трифазних дуг тощо.

Постановка проблеми. Одним з підходів для отримання вказаної інформації (показників динаміки, електротехнологічної ефективності та електромагніт-ної сумісності) є математичне та комп’ютерне моде-

лювання [1, 2]. Проте існуючі математичні та комп’ютерні моделі процесів в ДСП за швидкодією, точністю відтворення режимів, функціональними можливостями, зручністю зміни структури, парамет-рів та постановки модельних експериментів не відпо-відають сучасним вимогам для комплексного дослі-дження показників динаміки, електротехнологічної ефективності та електромагнітної сумісності.

Огляд останніх публікацій. Існуючі комп’ютер-ні моделі [3, 4] мають складний та незручний інтер-фейс зі зміни параметрів та структури САК ЕР та силового кола живлення трифазних дуг, законів керу-вання електричним режимом, оперативного форму-вання характеристик збурень з різними стохастични-ми характеристиками, що відповідають досліджува-ним технологічним стадіям плавлення, статистичного опрацювання результатів моделювання в on-line


режимі, що ускладнює комп’ютерні дослідження ЕР дугової печі при пошуку найкращих рішень для стру-ктури та параметрів САК і законів керування ЕР. Деякі з відомих моделей застосовуються лише для аналізу процесів зміни координат ЕР у силовому колі без замкненої системи регулювання довжин дуг в усереднених координатах [5], інші мають складний і незручний інтерфейс із зміни структури САК, законів керування, характеристик параметричних та коорди-натних збурень, залежностей динамічних вольт-амперних характеристик дуг тощо [6-8]. Їм властива або низька точність відтворення режимів [5], чи об-межені функціональні можливості з постановки та проведення різних математичних експериментів [6-8].

Обґрунтування актуальності. Тому задача створення нових високоточних та швидкодійних комп’ютерних моделей системи живлення та САР координат ЕР ДСП, у яких враховуються всі основні нелінійності, особливості зміни параметричних та координатних збурень у процесі плавлення, у яких реалізуються зручні інтерфейси зміни структури, законів керування та параметрів САК, постановки математичних експериментів та статистичного опра-цювання результатів досліджень на сьогодні є актуа-льною та важливою науково-технічною задачею.

Метою роботи є створення трифазної у миттє-вих координатах структурної Simulink-моделі системи живлення трифазних дуг та системи автоматичного керування електричним режимом дугової сталепла-вильної печі та дослідження показників динаміки електричних режимів та показників електромагнітної сумісності з її використанням.

Науковою задачею є створення структурної Simulink-моделі системи живлення трифазних дуг та системи автоматичного керування електричним режи-мом дугової сталеплавильної печі на основі поєд-нання модельних елементів бібліотеки Simulink та структурних блоків SimPowerSystem програми Matlab.

Структурна Simulink-модель системи живлен-ня та САР координат ЕР печі ДСП-200. На рис. 1 показано розроблену функціональну схему системи електроживлення трифазних дуг без нульового провід-ника та одноконтурної системи автоматичного регулю-вання координат ЕР з диференційним законом форму-вання сигналу керування на переміщення електродів (автоматичного регулювання довжин дуг).

На основі цієї функціональної схеми створено комп’ютерну Simulink-модель (рис. 2), яка налашто-вана на параметри системи живлення, силового елек-трообладнання та регулятора потужності дуг типу АРДМТ-12 (САР координат ЕР) дугової печі типу ДСП-200. Тестування моделі виконувалося шляхом порівняння показників динаміки відпрацювання дете-рмінованих та стаціонарних випадкових збурень за довжиною (напругою) дуги, що отримувалися на дію-чій дуговій печі ДСП-200 та на складеній її Simulink-моделі при керуванні за диференційним законом.

Для адекватного відтворення в складеній комп’ютерній моделі реальних залежностей динаміч-них вольтамперних характеристик (ДВАХ) дуг, що мають місце на різних технологічних стадіях плав-лення, у модулі трифазних дуг Simulink-моделі перед-

бачено можливість реалізації в поточному математич-ному експерименті одної з чотирьох моделей, що від-повідають основним технологічним стадіям плавлення – лінійної ua(t) = Ra(t)ia(t) та нелінійних – на основі функції арктангенса ua(t) = 2Eam(t)arctan(kia(t))/; на основі диференційного рівняння Кассі

)()()(

2

2

tgE

tu

dt

tdga

am

ga

та нелінійної зі складною

нелінійною функціональною залежністю на основі використання кусково-лінійних та кусково-нелінійних сплайнів ua(t)=(ia(t),la(t)) з можливістю відтворення гістерезисних властивостей дуги, піків запалювання, погасання дуги тощо, де ga(t), Ra(t)– миттєва провід-ність та опір дуги; Eam – максимальне значення проти-ЕРС дуги; ua(t), ia(t), la(t)) – миттєві напруга, струм та довжина дуги, a – стала часу, що характеризує теп-лову інерційність дуги [9].

Рис. 1. Функціональна схема трифазної Simulink-моделі системи живлення та САР координат ЕР печі ДСП-200

Рис. 2. Структурна схема трифазної Simulink-моделі систе-ми живлення та САР координат ЕР дугової печі ДСП-200

Зміною значення сталої часу aΘ в моделі можна

відтворювати умови горіння дуг на різних технологіч-них стадіях плавки, тобто реалізувати різні ДВАХ дуг (їх площа характеризує реактивну потужність дуги). На початку плавки a =0.2÷0.5 мс; a =1÷1.5 мс на інтервалі утворення рідкої фази розплаву, а на пері-одах окислення та рафінування – a =3÷5 мс.

Модель блока трифазних дуг за внесення відпо-відних структурних і параметричних змін має мож-


ливість відтворювати вказані вище типи ДВАХ дуг, що властиві різним технологічним стадіям плавлення.

На рис. 2 жовтим кольором позначено елементи моделі трифазної симетричної електричної мережі (ЕМ), пічного трансформаторного агрегату (ПТА) та вторинного струмопровода – короткої мережі (КМ) печі, які подають модель силового електричного кола живлення трифазних дуг ДСП з відповідними ДВАХ дуг, що зібрані на елементах бібліотеки SimPowerSystems (червоний колір). На цих елементах реалізовано можливість відтворення описаних вище чотирьох типів динамічних ДВАХ дуг, які мають місце на різних технологічних стадіях плавлення.

Джерела напруги відтворюють трифазну сину-соїдну напругу мережі живлення дугової печі з часто-

тою 50 Гц, амплітудою 235 кВ та кутом зсуву 120 ел.град. Блок «пічний трансформатор» представ-ляє собою трифазний трансформатор з коефіцієнтом трансформації ktr = 35000/480 = 72.92 та потужністю S = 125 МВА.

Блок «сумарний повний опір» імітує сумарний опір всіх активних опорів елементів системи жив-лення дуг (дроселя, трансформатора, короткої мережі та електрода у кожній фазі), що об’єднані в опір rss, а всі їх індуктивні опори об’єднані в опір хss.

Червоний блок Ia(Ua) відтворює статичну зов-нішню характеристику дугової печі ДСП-200 для від-повідної ступені силового пічного трансформатора.

Помаранчевий блок є джерелом керованої напру-ги, характеристика «вхід-вихід» якого формується блоком Ia(Ua) та блоком задання збурень.

Фіолетові блоки з групи елементів задання збу-рень моделюють детерміновані та випадкові збурення за довжиною дуги, що виникають при роботі ДСП у дугових проміжках на різних технологічних стадіях плавлення. Призначенням цієї групи блоків є форму-вання різних часових реалізацій збурень за дов-жинами дуг у фазах короткої мережі печі, з однако-вими статистичними характеристиками, які відповіда-ють досліджуваним технологічним стадіям плавлення.

Блоки яскраво блакитного кольору відтворюють модель блока порівняння вхідних сигналів САР для реалізації відповідного закону формування сигналу розузгодження ЕР. Його вихідним сигналом є сигнал розузгодження Udis, а його залежність «вхід-вихід» Udis=F(Ua, Ia) змінюється відповідно до досліджу-ваного закону керування електричним режимом.

Елементи Simulink-моделі темно-зеленого кольо-ру моделюють статичну залежність «вхід-вихід» блока формування сигналу керування на переміщення елект-рода певної фази печі. У ньому реалізується «зона не-чутливості» ( = 2...10 %), коефіцієнт підсилення на піднімання та опускання електродів, обмеження мак-симальної швидкості на піднімання Ut

max та опускання Ud

max електродів, відтворюється інерційність фільтра низьких частот, що включається у кожній фазі на вихо-ді випрямлячів давача струму ДС та давача напруги ДН. На рис. 3 показано статичну характеристику блока формування сигналу керування Uc = f(Udis).

Блок «Редуктор» слугує для перетворення кутової швидкості двигуна, зведеної до кутової швидкості шес-

терні, у лінійні переміщення електрода і представляється в Simulink-моделі нелінійною ланкою типу «люфт» та інтегруючою ланкою, які моделюють механічну переда-чу типу «шестерня - рейка». Блок «Коливна ланка» від-творює обмежену жорсткість окремих елементів кінема-тичної схеми механізму переміщення електрода, зокре-ма вертикальної колони, горизонтального рукава елект-родотримача та самого електрода.

Рис. 3. Залежність «вхід-вихід» блока формування сигналу

керування

Група елементів зеленого кольору моделює елек-тропривод механізму переміщення електрода регуля-тора потужності дуг типу АРДМ-Т-12, який зібраний за схемою «реверсивний тиристорний перетворювач – двигун постійного струму» із нелінійним від’ємним зворотним зв’язком за струмом якоря та від’ємним за швидкістю двигуна і з підсумовуванням цих сигналів на вхідному підсилювачі.

В блоках RMS неперевно у процесі моделювання розраховуються діючі значення струму і напруги дуги

за формулою

t

Tt

tfT

tfRMS 2)(1

))(( .

У табл. 1 наведено експериментально отримані на печі ДСП-200 дані, які описують статичну зовніш-ню характеристику Ia(Ua) цієї печі та залежність по-тужності дуг Pa(Ua), які відтворюються функціональ-ними блоками в моделі силового кола печі ДСП-200.

Таблиця 1 Експериментальні дані для характеристик Ia(Ua) та Pa(Ua)

дугової сталеплавильної печі ДСП-200 Ia, А Ua, В Pa, Вт

70962 3.96E-06 0.28101 68808 39.39 2710347 65339 77.98 5095135 60614 115.13 6978490 54723 149.99 8207903 47894 183.34 8780886 43970 198.2 8714854 40800 208.5 8506800 33590 227.9 7655161 27593 241.85 6673367 19392 256.72 4978314 14749 263.25 3882674 7673 271.11 2080227 2877 275.2 791750.4 1428 276.25 394485 142.7 277.08 39539.32 14.27 277.14 3954.788

1.4273 277.16 395.5905


На рис. 4 та рис. 5 наведено побудовані на основі цих експериментальних даних модельні залежності цих двох основних характеристик дугової печі ДСП-200.

На рис. 5 пунктирними лініями показано коор-динати точки режиму максимальної потужності дуг та точки потужності дуг, що відповідає усталеному ре-жиму печі на першій ступені напруги пічного транс-форматора. Координати точки усталеного режиму (напруга та струм дуги) відповідають уставкам регу-лятора потужності дуг типу АРДМ-Т-12 за напругою Uset та за струмом Iset дуги відповідно.

Рис. 4. Зовнішня характеристика Ia(Ua) печі ДСП-200

Рис. 5. Залежність потужності Pa(Ua) дуг ДСП-200

В структурну схему Simulink-моделі включено модуль генератора детермінованих (зокрема екстре-мальних, що спричинюють симетричні чи несиметри-чні по фазах експлуатаційні короткі замикання (к.з.) чи обриви дуги (о.д.)) та стаціонарних випадкових збурень за довжиною дуги, які за стохастичними ха-рактеристиками відповідають збуренням, що діють в дугових проміжках в досліджуваних технологічних стадіях. У створеній Simulink-моделі включено також модуль розрахунку інтегральних характеристик часо-вих процесів зміни координат ЕР та показників елект-ромагнітної сумісності, які комплексно характеризу-ють ефективність керування режимами та динаміку регулювання координат ЕР печі ДСП-200 з налашто-ваною структурою САР для певної технологічної стадії, характеристик збурень та вибраних законів керування ЕР.

Дослідження точності створеної Simulink-моделі виконувалося на основі порівняння математичних сподівань та дисперсій процесів зміни середньоквад-

ратичних значень струмів дуг Ia(t), отриманих на дію-чій дуговій печі ДСПА-200 та її Simulink-моделі на різних технологічних стадіях плавлення. Порівняння їх значень виконувалося на основі М-критерію Барт-летта [10]. Критеріальні оцінки для математичного сподівання tM та для дисперсій tD струмів дуг отриму-валися за формулами (1) та (2) відповідно:

k

i

n

jiij

k

iii

Mi

xx

xxn

k

kNt

1 1

2

1

2

1; (1)

,11

;1

1

1

13

11

;lg1lg10ln

1

22

1

1

22

k

iii

k

i i

k

iiiD

snkN

s

kNnkc

snskNc

t

(2)

де

k

iinN

1

– загальна кількість даних; k – число

вибірок; ni , і = 1,2,...,k – чисельність і-ої вибірки;

kixn

xin

jij

ii ,...,2,1,

1

1

– середнє значення і-ої

вибірки;

k

i

n

jij

i

xN

x1 1

1 – загальне середнє значення

генеральної сукупності даних;

in

jiij

ii xx

ns

1

22

1

1 дисперсія і-ої вибірки.

Отримані значення цих критеріїв не перевищу-вали допустиме (табличне) значення критерію – 3,84, що бралося для 5 %-го рівня значимості . На основі порівняння цих оцінок отримано підтвердження про досягнення достатньої точності відтворення реальних процесів зміни струмів дуг Ia(t) у створеній Simulink-моделі дугової печі ДСП-200.

Дослідження динаміки та ефективності різних структур САК ЕР печі ДСП-200. На першому етапі досліджень виконувалося моделювання процесів в електроприводі механізму переміщення електродів (електромеханічній системі «тиристорний перетворю-вач – двигун» (ТП-Д)) регулятора потужності дуг типу АРДМ-Т-12 та механізмі переміщення електродів (МПЕ). Їх динамічні та статичні властивості відчутно впливають на показники якості регулювання довжин дуг (відпрацювання збурень за довжинами дуг). На рис. 6 представлено фрагмент загальної Simulink-моделі ДСП-200, що відтворює процеси зміни координат еле-ктропривода та МПЕ в одній фазі, а на рис. 7 показано отримані на цій моделі динамічні процеси зміни стру-му якоря Im(t) та кутової швидкості m(t) двигуна МПЕ при детермінованих змінах сигналу керування Uc(t) на вході тиристорного перетворювача.


Рис. 6. Simulink-модель ЕП за схемою ТП-Д механізму пере-міщення електрода регулятора потужності дуг АРДМ-Т-12

Рис. 7. Динаміка струму Im(t) і швидкості m(t) двигуна МПЕ при детермінований зміні сигналу керування Uc(t) ЕП МПЕ

На рис. 8 показано отримані на створеній Simulink-моделі часові залежності зміни миттєвих значень напруги вторинної обмотки ПТ u2pf(t) та стру-му ia(t) і напруги ua(t) дуги у фазі А в квазіусталеному режимі відпрацювання випадкових збурень при нелі-нійній ДВАХ дуги, що описується функцією арктан-генса. Наведені часові залежності ілюструють вплив трапецеподібної форми напруги на дугах, яка спосте-рігається в кінці розплавлювання твердої шихти, на спотворення синусоїдності форми струму дуги та фазної напруги вторинної обмотки пічного трансфор-маторного агрегату.

Рис. 8. Часові залежності квазіусталеного процесу зміни напруги ua(t), струму іa(t) дуги та напруги u2pf(t) ПТА

На комп’ютерні моделі досліджувалися також і режими відпрацювання несиметричних по фазах де-термінованих збурень за довжинами дуг – режими одно- та двофазних к.з. та о.д. і визначалися відпо-відні їм показники якості динаміки.

Так на рис. 9 показано отримані процеси зміни діючих значень напруги Ua(t), струму Іa(t), дуги та струму Im(t) і швидкості m(t) двигуна електропривода механізму переміщення електрода у всіх трьох фазах при відпрацюванні к.з. у фазі А за диференційного закону регулювання довжин дуг.

Рис. 9. Часові залежності координат ЕР печі ДСП-200 та

двигуна МПЕ у кожній з фаз при відпрацюванні к.з. у фазі А

На рис. 10 наведено отримані на складеній Simulink-моделі часові залежності цих же координат ЕР у кожній з фаз силового кола печі ДСП-200 та двигуна електропривода МПЕ регулятора потужності дуг АРДМ-Т-12 у режимі відпрацювання екстремаль-ного (симетричного по фазах) збурення, що призво-дить до трифазного обриву дуг. Аналіз наведених на рис. 9 та рис. 10 часових залежностей показує колив-ний характер процесів відпрацювання вказаних детер-мінованих екстремальних збурень з часом регулю-вання 1.2 с та 1.4 с відповідно.

Окрім диференційного закону, досліджувалися також і інші закони формування сигналу керування на переміщення електродів. На рис. 11 показано отрима-ні на моделі часові залежності зміни координат ЕР (напруги Ua(t), струму Ia(t), дуги) дугової печі


ДСП-200 та координат двигуна механізму переміщен-ня електрода (струму Im(t), швидкості m(t) кожній з фаз) при відпрацюванні обриву дуги у фазі А і регу-люванні за законом відхилення напруги дуги від зада-ного Udis=k(Ua.set – Ua).

Рис. 10. Часові залежності напруги Ua(t), струму Ia(t) дуги печі ДСП-200 та струму Im(t) і швидкості m(t) двигуна МПЕ кожної з фаз при відпрацюванні трифазного о.д.

Основними збуреннями у процесі плавлення ши-хти в дуговій печі є стаціонарні випадкові збурення за довжиною дуги, стохастичні характеристики яких змі-нюються упродовж плавки. З випадковим характером коливається теж і напруга на шинах живлення ДСП, випадково змінюються також і параметри елементів силового кола (елементів короткої мережі печі) тощо.

Для відтворення в складеній Simulink-моделі вказаних вище випадкових процесів координатних та параметричних збурень, створено і включено в мо-дель модуль генерування трьох незалежних реалізацій випадкових процесів з однаковими стохастичними характеристиками і з можливістю зміни їх параметрів у відповідності з параметрами характеристик цих збурень, що діють у досліджуваних технологічних стадіях плавлення в діючій дуговій печі ДСП-200.

На початкових стадіях вказані збурення мають максимальні амплітуди в діапазоні низьких частот (0.2-1.5 Гц), далі амплітуди зменшуються, а їх частоти зростають, а на стадії окислення та рафінування

(зокрема стадії кипіння шлаку) амплітуди мінімальні, а їх частоти лежать в смузі 5-8 Гц. У створеному мо-дулі генерування випадкових збурень реалізовано можливість такої зміни їх параметрів відповідно до значень параметрів стохастичних характеристик реа-льних збурень у досліджуваних технологічних стадіях плавки. Фрагмент таких випадкових збурень для тех-нологічної стадії проплавлювання колодязів в дуговій печі ДСП-200 показано на рис. 12.

Рис. 11. Зміна координат ЕР Ua(t), Іa(t) печі ДСП-200 та

двигуна МПЕ Im(t) m(t) регулятора АРДМ-Т-12 при відпра-цюванні о.д. у фазі А за законом відхилення напруги дуги

Рис. 12. Фрагмент випадкових збурень за довжинами дуг f(t)

у трьох фазах на стадії проплавлювання колодязів

Як приклад, на рис. 13 показано отримані на створеній структурній Simulink-моделі за дії стаці-онарних випадкових збурень за довжинами дуг процеси зміни струмів дуг при відпрацюванні регу-лятором потужності типу АРДМ-Т-12 стохастичних збурень в кожній фаз на технологічному періоді кипіння шлаку і при керуванні за диференційним законом.


Рис. 13. Часові залежності зміни струмів дуг Ia(t) дугової печі ДСП-200 на технологічному періоді кипіння шлаку при роботі регулятора АРДМ-Т-12 (диференційний закон)

На створеній Simulink-моделі виконувалися ма-тематичні експерименти з дослідження показників динаміки при використанні кожного із зазначених вище законів керування в одноконтурній САК (регу-лятор АРДМ-Т-12), а також при сумісній дії електро-механічного контуру (регулятор потужності дуг АРДМ-Т-12) та швидкодійного виключно електрич-ного контуру регулювання струмів дуг (двоконтурна структура САК [11]) при дії як детермінованих так і стаціонарних випадкових координатних та парамет-ричних збурень у кожній фазі.

Як приклад, на рис. 14 показано результати вико-наних математичних експериментів з дослідження процесу відпрацювання детермінованих збурень, що призводили до симетричного трифазного к.з. в печі ДСП-200 при роботі лише електромеханічного конту-ра з диференційним законом керування рис. 14,a; лише швидкодійного електричного контура рис. 14,b та у випадку сумісної роботи обох контурів (двокон-турна САК) рис. 14,c). Як видно з наведених на рис. 14 процесів, при використанні одноконтурної САР (електромеханічний контур – регулятор потуж-ності дуг АРДМТ-Т-12) час регулювання струмів дуг складає treg=1,65s, при роботі швидкодійного контуру treg = 0,05 s, а для двоконтурної САК – treg = 0,125 s. Деяке зростання часу регулювання у двоконтурній САК пояснюється несиметрією динаміки регулюван-ня електромеханічного контуру через пофазну неси-метрію параметрів силових елементів короткої мережі дугової печі ДСП-200.

Рис. 14. Струми дуг Ia(t) у трьох фазах при симетричному к.з. печі ДСП-200 та роботі АРДМ-Т-12 (a); лише швидко-

дійного контуру (b); та двоконтурної САК (c)

Практичний інтерес представляють показники динаміки двоконтурної САК електричного режиму ДСП-200 при відпрацюванні стаціонарних випадко-вих збурень за довжиною дуги на різних стадіях плавлення, так як такі збурення є основними на кожній плавці. Саме тому на створеній Simulink-моделі було проведено низку математичних експе-риментів з дослідження показників динаміки регу-лювання координат ЕР, показників енергоефектив-

ності та електромагнітної сумісності. Метою цих досліджень було отримати інтегральні оцінки якос-ті динаміки, зокрема значення дисперсії струмів (напруг, потужностей) дуг та показників електро-магнітної сумісності режимів дугової печі та елект-ромережі при функціонуванні двоконтурної САК, як найдосконалішої з точки зору енергоефективно-сті і, для порівняння, показників двох інших струк-тур САК електричними режимами при дії стаціона-рних випадкових збурень на різних технологічних стадіях плавлення.

Як приклад, на рис. 15 та рис. 16 показано ча-сові залежності збурень (рис. 15,a та рис. 16,a) та відповідні їм часові залежності струмів дуг (рис. 15,b та рис. 16,b) у трьох фазах, які відповідають технологічним стадіям обвалів колодязів та доплав-лювання твердої шихти (рис. 15 та рис. 16 відпові-дно) при функціонуванні двоконтурної системи автоматичного регулювання струмів дуг дугової печі ДСП-200.

Рис. 15. Збурення за довжинами дуг f(t) у фазах (а)

та відповідні їм струми дуг Ia(t) (b) двоконтурної САК на технологічній стадії обвалів колодязів

Рис. 16. Збурення за довжинами дуг f(t) у фазах (а)

та відповідні їм струми дуг Ia(t) (b) двоконтурної САК на технологічній стадії доплавлювання твердої шихти

У табл. 2 подано усереднені по фазах значення

дисперсій струмів дуг, що отримані в комп’ютерних експериментах при дії в дугових проміжках одна-кових реалізацій трифазних збурень за довжинами дуг для однієї і тієї ж технологічної стадії але при функ-ціонуванні різних структур САК ЕР ДСП-200.

Аналіз наведених у табл. 2 значень дисперсій струмів дуг показує, що використання в структурі системи регулювання швидкодійного електричного контуру регулювання струмів дуг дає змогу суттєво – у 2.5-5 разів зменшити дисперсію струмів.


Таблиця 2 Усереднені по фазах значення дисперсій струмів дуг печі ДСП-200 для різних САК та різних технологічних стадіях

Технологічна стадія

Структура САК Початок плавлен-ня, кА2

Проплавлю-вання коло-дязів, кА2

Окислю-вання, кА2

Рафіну-вання, кА2

Одноконтурна (АРДМ-Т-12)

26.0 40 29.0 6.8

Швидкодійний контур

13.0 16.5 6.9 2.2

Двоконтурна 9.5 8.2 6.7 2.0

Завдяки підвищенню швидкодії регулювання струмів дуг у двоконтурній структурі САК, відпо-відно покращується пофазна автономність (симетрія) регулювання струмів дуг, активної та реактивної по-тужностей, а також показники енергоефективності та електромагнітної сумісності режимів дугової печі та електромережі. У табл. 3 показано отримані за ре-зультатами модельних досліджень на створеній Simulink-моделі інтегральні оцінки деяких показників електромагнітної сумісності режимів дугової печі ДСП-200 та електромережі живлення.

Таблиця 3 Усереднені по фазах показники електромагнітної сумісності дугової печі ДСП-200 на періоді розплавлювання шихти

Структури САК Показники

функціонування Одноконтурна САК Двоконтурна САК

Cthd 0.096 0.081 cos 0.82 0.89

Uss, % 1.42 0.92 F 0.168 0.058

Аналіз отриманих оцінок показників електромаг-нітної сумісності режимів печі ДСП-200 та мережі живлення у різних технологічних стадіях плавлення показав, що коефіцієнт спотворення синусоїдності струмів електромережі Cthd при роботі двоконтурної САК у порівнянні з функціонуванням одноконтурної (регулятор потужності АРДМТ-12) зменшується на 12-20 %, коефіцієнт потужності cos при роботі дво-контурної САК зростає на 6-10 %, коливання напруги електромережі живлення Uss печі при цьому змен-шується на 30-40 %, а доза флікера F – на 48-65 %.

Одночасно з цим, завдяки суттєвому покращан-ню динаміки регулювання струмів дуг (зменшенню дисперсії струмів дуг), при функціонуванні двокон-турної САК зменшується потужність електричних втрат в короткій мережі печі, у тому числі і за раху-нок зменшеного споживання реактивної потужності, відповідно цьому покращується електричний коефі-цієнт корисної дії, зменшується дисперсія потужності дуг і покращується рівномірність в часі та по фазах (по периметру розплаву) введення активної потуж-ності в піч (завдяки цьому рівномірніше нагрівається розплав і відповідно усуваються локальні перегріви розплаву та бокових стінок кладки печі). Підвищення швидкодії регулювання струмів дуг позитивно позна-чається на вирівнюванні фазних навантажень печі і, як результат, практично усувається чи значно послаб-

люється негативна дія «дикої» та «мертвої» фази, а також зменшується коефіцієнт пофазної несиметрії напруг електромережі.

Висновки. 1. На основі застосування статистичного

М-критерію Бартлетта показано, що створена трифаз-на у миттєвих координатах Simulink-модель має до-статню точність (адекватність) відтворення процесів зміни струмів дуг.

2. Створена на основі поєднання типових елементів бібліотеки додатку Simulink та блоків SimPowerSystems програми Matlab структурна Simulink-модель дугової сталеплавильної печі має зручний інтерфейс налаштування на дослідження показників динаміки ЕР та показників електромагніт-ної сумісності для різних структур та параметрів САК і силового кола живлення трифазних дуг, законів керування, залежностей динамічних вольт-амперних характеристик дуг та параметрів стохастичних харак-теристик збурень.

3. Отримані значення показників якості динаміки досліджених структур САК ЕР дугової печі ДСП-200 показали, що найкращі показники динаміки властиві двоконтурній системі керування: у порівнянні з одно-контурною системою (регулятор потужності дуг АРДМ-Т) час регулювання струмів дуг при відпра-цюванні екстремальних збурень електричного режиму (к.з. та о.д.) при використанні швидкодійного контуру в структурі двоконтурної САК зменшується у 20-40 разів, а дисперсія струмів дуг при відпрацюванні ви-падкових збурень за інших рівних умов зменшується у 3-5 разів, відчутно покращуються також і показники електромагнітної сумісності режимів дугової стале-плавильної печі та електромережі.

СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ

1. Wang Y., Mao Z., Tian H., Li Y., Yuan P. Modeling of electrode system for three-phase electric arc furnace // Journal of Central South University of Technology. – 2010. – vol.17. – no.3. – pp. 560-565. doi: 10.1007/s11771-010-0523-3. 2. Паранчук Я.С. Моделювання та дослідження режимів електричної системи регулювання струмів дуг дугової ста-леплавильної печі // Вісник Національного університету «Львівська політехніка». Серія: «Електроенергетичні та електромеханічні системи». – 2000. – 403. – С. 126-133. 3. Лозинський О.Ю., Паранчук Я.С., Лозинський А.О., Марущак Я.Ю. Математична модель системи живлення та регулювання режимів електротехнологічного комплексу ДСП-ЕПМ // Науковий вісник Національного гірничого уні-верситету. – 2004. – 3. – С. 8-15. 4. Varetsky Y., Lozynsky O., Paranchuk Y. A new design of SVC thyristor controlled reactor // Proceedings of the Interna-tional Conference EPQU’03: «Electrical Power Quality and Utilization». – Krakow, Poland. – 2003. – pp. 353-360. 5. Balan R., Maties V., Hancu O., Stan S., Lapusan C. Simula-tion of an electric arc furnace electrode position system. Режим доступу: http://www.freepatentsonline.com/article/Annals-DAAAM-Proceedings/177174488.html. 6. Balan R., Maties V., Hancu O., Stan S., Ciprian L. Modeling and control of an electric arc furnace // 2007 Mediterranean Conference on Control & Automation, Jun. 2007. doi: 10.1109/med.2007.4433737. 7. Rahmatollah Hooshmand, Mahdi Banejad, Mahdi Torabian Esfahanj. A new time domain model for electric arc furnace //


Journal of Electrical Engineering. – 2008. – vol.59. – no.4. – pp. 195-202. 8. Mahmood Moghadasian, Emad AlNasser. Modelling and control of electrode system for an electric arc furnace // 2nd International Conference on Research in Science, Engineering and Technology (ICRSET’2014), March 21-22, 2014 Dubai (UAE), рр. 129-133. doi: 10.15242/iie.e0314558. 9. Паранчук Я.С. Моделювання характеристик та процесів дуг дугової сталеплавильної печі // Вісник Національного університету «Львівська політехніка». Серія: «Електроенер-гетичні та електромеханічні системи». – 2003. – 487. – С. 108-116. 10. Гайдышев И. Анализ и обработка данных: специальный справочник. – СПб: Питер, 2001. – 752 с. 11. Паранчук Я.С. Дослідження дворівневої системи компе-нсації реактивної потужності в мережах з дуговими стале-плавильними печами // Технічна електродинаміка. Тем. випуск «Силова електроніка та енергоефективність». – 2004. – Ч.2. – С. 73-78.

REFERENCES

1. Wang Y., Mao Z., Tian H., Li Y., Yuan P. Modeling of electrode system for three-phase electric arc furnace. Journal of Central South University of Technology, 2010, vol.17, no.3, pp. 560-565. doi: 10.1007/s11771-010-0523-3. 2. Paranchuk Y.S. Modeling and research of electric arc fur-nace current regulation system modes. Bulletin of Lviv Poly-technic National University. Series: «Electrical and electrome-chanical systems», 2000, no.403, pp. 126-133. (Ukr). 3. Lozynskyy O.Y., Paranchuk Y.S., Lozynskyy A.O., Ma-ruschak Y.Y. Mathematical model of power supply system and modes control of the EAF-PSN electrotechnology complex. Scientific Bulletin of the National Mining University, 2004, no.3, pp. 8-15. (Ukr). 4. Varetsky Y., Lozynsky O., Paranchuk Y. A new design of SVC thyristor controlled reactor. Proceedings of the Interna-tional Conference EPQU’03: «Electrical Power Quality and Utilization». Krakow, Poland, 2003, pp. 353-360. 5. Balan R., Maties V., Hancu O., Stan S., Lapusan C. Simula-tion of an electric arc furnace electrode position system. Avail-able at: http://www.freepatentsonline.com/article/Annals-DAAAM-Proceedings/177174488.html (accessed 02 May 2017). 6. Balan R., Maties V., Hancu O., Stan S., Ciprian L. Modeling and control of an electric arc furnace. 2007 Mediterranean Conference on Control & Automation, Jun. 2007. doi: 10.1109/med.2007.4433737. 7. Rahmatollah Hooshmand, Mahdi Banejad, Mahdi Tora-bian Esfahanj. A new time domain model for electric arc furnace. Journal of Electrical Engineering, 2008, vol.59, no.4, pp. 195-202. 8. Mahmood Moghadasian, Emad AlNasser. Modelling and control of electrode system for an electric arc furnace. 2nd International Conference on Research in Science, Engineering and Technology (ICRSET’2014), March 21-22, 2014 Dubai (UAE), рр. 129-133. doi: 10.15242/iie.e0314558. 9. Paranchuk Y.S. Modeling of the arcs characteristics and processes in arc steelmaking furnace. Bulletin of Lviv Polytech-nic National University. Series: «Electrical and electromechani-cal systems», 2003, no.487, pp. 108-116. (Ukr).

10. Gaydyshev I. Analiz i obrabotka dannykh: spetsial'nyi spra-vochnik [Analysis and processing of data: special reference book]. Saint Petersburg, Piter Publ., 2001. 752 p. (Rus). 11. Paranchuk Y.S. Investigation of the two-level reactive power compensation system in networks with arc steelmaking furnaces. Technical electrodynamics. Thematic issue «Power electronics & energy efficiency», 2004, part 2, pp. 73-78. (Ukr).

Надійшла (received) 20.02.2018 Лозинський Орест Юліанович1, д.т.н., проф., Паранчук Ярослав Степанович1, д.т.н., проф., Паранчук Роман Ярославович1, к.т.н., Матіко Федір Дмитрович1, д.т.н., доц., 1 Національний університет «Львівська політехніка», 79013, Львів, вул. С. Бандери, 12, тел/phone +380 2582468, e-mail: [email protected] O.Y. Lozynskyi1, Y.S. Paranchuk1, R.Y. Paranchuk1, F.D. Matico1 1 Lviv Polytechnic National University, 12, S. Bandera Str., Lviv, 79013, Ukraine. Development of methods and means of computer simulation for studying arc furnace electric modes. Goal. The purpose of the article is the creation of a three-phase instantaneous coordinates Simulink computer model of the power supply and automatic coordinates control system (ACS) of the DSP-200 type arc furnace electric mode (EM). The model has a convenient interface for changing the struc-ture and parameters of the three-phase arcs power supply system, the structure and laws of the electric mode control system, as well as the stochastic characteristics of parametric and coordinate disturbances. Method. The provisions of the electric circuits theory, experimental study and mathematical and computer simulation in the Simulink system of the MatLAB computing environment were used for the research. Results. A high-precision instantaneous coordinates Simulink-model of the power supply system and electric mode coordinates ACS of the ER DSP-200 furnace was created. This model was used to study the EM and evaluate the performance of the arc furnace during various technological melting periods and with various structures of the automatic control system. Scientific novelty. For the first time, based on a combination of Simulink applica-tion library elements and SimPowerSystems standard library blocks of the MatLAB environment a complete high-precision three-phase instantaneous coordinate model of arc furnace DSP-200 power supply system and EM ACS was developed. The developed model has significant advantages in accuracy, performance and features compared to existing ones. Practical value. Possibility to run on the created Simulink-model mathematical experiments on the research of the electric mode coordinates control dynamic indices and electromagnetic compatibility indices of the electric arc furnace and the supply network under the influence of the deterministic and random perturbations. References 11, tables 3, figures 16. Key words: arc furnace, Simulink computer model, power supply system, automatic control system, electric mode, regulator, dynamic current-voltage arc characteristic, elec-tromechanical circuit.

Техніка сильних електричних та магнітних полів. Кабельна техніка


© М.И. Баранов

УДК 621.3.022: 621.316.9: 537.311.8 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.05 М.И. Баранов ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГРОЗОВОГО ОБЛАКА ТРОПОСФЕРЫ ЗЕМЛИ: ОСОБЕННОСТИ ИХ РАСЧЕТА И ПРИКЛАДНОГО ПРИМЕНЕНИЯ Приведені результати розрахункової оцінки основних енергетичних характеристик надвисоковольтної системи «гро-зова хмара-земля», що містить суцільну заряджену сферу хмари. У якості цих характеристик грозової хмари розгля-нуті: електричний заряд qΣ, зосереджений в сферичній грозовій хмарі заданого об'єму з дрібнодисперсними зарядже-ними включеннями у вигляді твердих діелектричних частинок з усередненою об'ємною щільністю; електричний по-тенціал φr в сферичному об'ємі грозової хмари заданого радіусу; електрична енергія W0, яка накопичена в сферичному об'ємі прийнятої грозової хмари; амплітудно-часові параметри струму блискавки в плазмовому каналі довгого повіт-ряного іскрового розряду грозової хмари на землю. Отримані результати сприятимуть можливості прогнозування грозової обстановки при мінімальній початковій метеорологічній інформації, подальшому розвитку природи атмос-ферної електрики, фізики лінійної блискавки і вирішенню глобальної проблеми блискавкозахисту об'єктів і обслугову-ючого їх персоналу. Бібл. 12, рис. 2. Ключові слова: атмосферна електрика, грозова хмара, накопичений заряд, електричний потенціал і енергія хмари, струм в каналі розряду хмари на землю, розрахунок, експериментальні дані. Приведены результаты расчетной оценки основных энергетических характеристик сверхвысоковольтной системы «грозовое облако-земля», содержащей сплошную заряженную сферу облака. В качестве этих характеристик грозового облака рассмотрены: электрический заряд qΣ, сосредоточенный в сферическом грозовом облаке заданного объема с мелкодисперсными заряженными включениями в виде твердых диэлектрических частиц с усредненной объемной плотностью; электрический потенциал φr в сферическом объеме грозового облака заданного радиуса; электрическая энергия W0, накопленная в сферическом объеме принятого грозового облака; амплитудно-временные параметры тока молнии в плазменном канале длинного воздушного искрового разряда грозового облака на землю. Полученные резуль-таты будут способствовать возможности прогнозирования грозовой обстановки при минимальной исходной метео-рологической информации, дальнейшему развитию природы атмосферного электричества, физики линейной молнии и решению глобальной проблемы молниезащиты объектов и обслуживающего их персонала. Библ. 12, рис. 2. Ключевые слова: атмосферное электричество, грозовое облако, накопленный заряд, электрический потенциал и энер-гия облака, ток в канале разряда облака на землю, расчет, экспериментальные данные.

Введение. Одной из проблемных задач в области атмосферного электричества и молниезащиты назем-ных и находящихся в околоземном воздушном про-странстве объектов до сих пор остается та, которая связана с определением при минимальной исходной информации о грозовой обстановке в исследуемом специалистами (инженерами и метеорологами) рай-оне той или иной территории нашей планеты энерге-тических характеристик наблюдаемого ими грозового облака в тропосфере Земли. К подобным характери-стикам грозового облака следует отнести: во-первых, накопленный в таком облаке суммарный электриче-ский заряд qΣ; во-вторых, электрический потенциал φr в объеме грозового облака; в-третьих, электрическую энергию W0, запасаемую мелкодисперсными включе-ниями (например, мелкими каплями и парами воды; мелкими гранулами и кристаллами льда и мелкими твердыми диэлектрическими частицами [1, 2]) рас-сматриваемого атмосферного облака в электростати-ческой системе «грозовое облако-земля»; в-четвертых, вероятные амплитудно-временные пара-метры (АВП) импульсного тока iL(t) в канале сильно-точного разряда грозового облака на землю или в за-щищаемый объект. От этих данных зависит их про-гноз о возможной грозовой угрозе для наземных объ-ектов и летательных аппаратов, оказавшихся в зоне расположения рассматриваемого атмосферного обла-ка. Знание указанных энергетических характеристик грозового облака позволяет прогнозировать грозовую обстановку в исследуемом районе земной суши, а также определенным образом расширяет знания

людей в области атмосферного электричества и физи-ки длинного воздушного искрового разряда (молнии) и последствий его (этого сильноточного разряда) дей-ствия на защищаемые объекты и окружающую их среду. Следует заметить, что обычно под грозовым облаком специалисты-метеорологи понимают кучево-дождевое облако, для которого выполняется ряд кри-тических условий, указанных в [1]. Что касается по-нятия тропосферы Земли, то под ним понимают ниж-нюю часть земной атмосферы высотой до 11 км в умеренных широтах, в которой содержится 4/5 всей массы атмосферы, почти весь водяной пар и развива-ются различные виды облаков [1, 3]. В этой связи приближенное определение расчетным путем величин qΣ, φr, W0 и АВП разрядного тока iL(t) в сверхвысоко-вольтной электростатической системе «грозовое об-лако-земля», в которой атмосферное облако имеет даже каноническую геометрическую форму и упро-щенную внутреннюю «начинку» из ряда указанных выше мелкодисперсных включений, является акту-альной в мире прикладной научно-технической зада-чей большой важности.

Целью статьи является выполнение расчетной оценки таких основных энергетических характери-стик системы «грозовое облако-земля» как заряд qΣ, потенциал φr, энергия W0 и амплитудно-временные параметры импульсного тока iL(t) в канале длинного воздушного искрового разряда облака на землю.

1. Постановка задачи. Для удобства в выполне-нии анализа распределения в тропосфере Земли атмо-


сферного электричества рассмотрим один из частных случаев, когда грозовое облако имеет форму сферы радиусом R0≈985 м (рис. 1), внутри которой с усред-ненной объемной плотностью N0≈5·107 м-3 размещены главным образом твердые диэлектрические частицы радиусом r0≈10·10-6 м [1], каждая из которых на ста-дии формирования кучево-дождевого облака получи-ла за счет электризации в теплых восходящих воз-душных потоках земной атмосферы отрицательный электрический заряд величиной q0≈ −2,78·10-16 Кл и на стадии формирования грозового облака освободилась от покрывающих их электронейтральных молекуляр-ных диполей воды [2]. Выбор указанного численного значения радиуса R0 облака был обусловлен тем, что для упрощения расчетов, как и в [2], его исходный расчетный объем V0≈4·109 м3 представлял собой пря-моугольную призму с размерами в горизонтальном основании 1000 м х 1000 м и высотой 4000 м, центр которой был расположен на высоте H0≈3000 м над плоской поверхностью земли (см. рис. 1). Согласно [1] именно с подобных высот и начинается в земной тро-посфере образование облачных зарядов. Исходя из то-го, что в принятом приближении V0=4πR0

3/3=4·109 м3, и вытекает указанное численное значение R0. Что каса-ется численных значений величин N0 и r0, то они были выбраны нами на основании экспериментальных дан-ных, приведенных в [1]. Расчетное определение в об-лаке указанного численного значения заряда q0≈−2,78·10-16 Кл твердых диэлектрических частиц радиусом r0≈10·10-6 м было выполнено в [2] с учетом теории двойного электрического слоя, основы кото-рой приведены в [1, 4]. Отдельные заряды q0 плотно-стью N0 определяют в облаке их усредненную объем-ную плотность σV≈q0N0≈−1,39·10-8 Кл/м3, равномерно распределенную по его сферическому объему V0. Пусть в воздушном промежутке системы «грозовое облако-земля» выполняются нормальные атмосфер-ные условия (давление воздуха составляет около 1,013·105 Па, а его температура равна 0 С [4]. Требу-ется с учетом принятых допущений в приближенном виде расчетным путем определить искомые значения накопленного принятым грозовым облаком суммар-ного заряда qΣ,, электрического потенциала φr в сфе-рическом объеме грозового облака, его электрической энергии W0 и АВП импульсного тока iL(t) разряда в электростатической системе «грозовое облако-земля».

2. Расчетная оценка электрического заряда qΣ грозового облака. С учетом указанных выше допу-щений на стадии формирования грозового облака, сопровождающейся «освобождением» его отдельных многочисленных зарядов q0 от электронейтральных молекулярных диполей воды [2], суммарный электри-ческий заряд qΣ рассматриваемого атмосферного об-лака может быть определен в следующем виде:

000 VNqq . (1)

Из (1) при принятых исходных данных, когда q0≈−2,78·10-16 Кл, N0≈5·107 м-3 и V0≈4·109 м3, следует, что в рассматриваемом случае величина qΣ≈ −55,6 Кл.

Полученный по (1) модуль численного значения суммарного электрического заряда qΣ≈55,6 Кл в ис-следуемом грозовом облаке полностью соответствует

нормированному значению заряда qL=(50±10) Кл для короткого удара молнии с импульсным разрядным апе-риодическим током временной формы 10 мкс/350 мкс в наземные технические объекты, удовлетворяющие III-IV уровням молниезащиты по требованиям меж-дународного стандарта IEC 62305-1: 2010 [5, 6].

Рис. 1. Схематический вид упрощенной расчетной модели отрицательно заряженного грозового облака сферической формы, размещенного над земной плоской поверхностью (1 − облако; 2 − электрон; 3 − плоская поверхность Земли)

Кроме того, укажем, что используемое числен-

ное значение усредненной объемной плотности заря-да исследуемого грозового облака, определяемое как σV≈q0N0≈ −1,39·10-8 Кл/м3, соответствует известным экспериментальным данным для среднего значения плотности объемного заряда в грозовом облаке [1, 2].

3. Расчетная оценка электрического потен-циала φr грозового облака. Применив для нахожде-ния в облаке величины электрического потенциала φr подход, приведенный в [7], для радиального распре-деления искомого потенциала φr в исследуемой уп-рощенной модели грозового облака получаем:

)8/()3( 300

220 RrRqr , (2)

где r − текущий радиус в сферическом объеме облака; ε0=8,854·10-12 Ф/м – электрическая постоянная [4].

Из (2) при r=0 для электрического потенциала φr=φ0 в центре принятого грозового облака находим:

)8/(3 000 Rq . (3)

При r=R0 из (2) для электрического потенциала φr=φR на наружной поверхности сферы грозового об-лака вытекает следующее расчетное соотношение:

)4/( 00RqR . (4)

Анализ приведенных расчетных выражений (3) и (4) показывает, что в центре рассматриваемого грозо-вого облака электрический потенциал φ0 в 1,5 раза превышает электрический потенциал φR, приобретае-мый наружной сферической поверхностью облака. Отсюда становится физически более понятным в тео-рии атмосферного электричества глубинный меха-низм зарядной «подпитки» плазменного канала длин-ного искрового разряда грозового облака на землю или защищаемый технический объект. Ведь при та-ком радиальном распределении в грозовом облаке


электрического потенциала φr при электрическом пробое в системе «грозовое облако-земля» (см. рис. 1) воздушного промежутка длиной (H0−R0) для компен-сации убыли электрического потенциала φR на наруж-ной поверхности облака к ней из внутренних зон об-лака с более высоким электрическим потенциалом φr будут «подтекать» электрические заряды (в нашем случае свободные электроны), пополняющие носите-ли электрического тока iL(t) в канале самого разряда.

Численная оценка по (3) и (4) электрических по-тенциалов внутри и снаружи рассматриваемого грозо-вого облака при qΣ≈ −55,6 Кл и R0≈985 м свидетельст-вует о том, что в этом случае искомые величины по модулю становятся примерно равными φ0≈759 МВ, а φR≈506 МВ. Из известных автору на сегодня количе-ственных данных для электрического потенциала φr грозового облака можно указать лишь его численное значение примерно в 100 МВ, приведенное в [8].

Для проверки достоверности полученного значе-ния электрического потенциала φR≈506 МВ рассмат-риваемого грозового облака воспользуемся численной оценкой значения напряженности ER электростатиче-ского поля вблизи его наружной сферической поверх-ности (r≈R0). С одной стороны, ER≈φR/R0≈513 кВ/м [4]. С другой стороны, для нахождения в исследуемом электростатическом случае ER применим более точное аналитическое соотношение, имеющее вид [2, 7]:

)4/( 200RqER . (5)

Из (5) при qΣ≈55,6 Кл и R0≈985 м получаем, что ER≈515 кВ/м. Видно, что оба приведенные для ER чис-ленные значения практически совпадают. В этой свя-зи можно говорить о работоспособности расчетных соотношений (1) и (4), определяющих суммарный заряд qΣ в принятой модели грозового облака и элек-трический потенциал φR наружной сферической по-верхности исследуемого облака. Кстати, значение ER по (5) оказывается наибольшим в радиальном распре-делении напряженности электростатического поля в сферическом объеме V0 облака. Как известно, для это-го сильного E-поля согласно соотношению вида [2, 7]:

)4/( 300RrqEr , (6)

при r = 0 напряженность Er будет равной нулю (при r = R0 формула (6) переходит в (5) и определяет уро-вень E-поля на наружной поверхности этого облака).

Приведенные данные для радиального распреде-ления напряженности Er электростатического поля в системе «грозовое облако-земля» однозначно указы-вают на то, что в случае гомогенного (однородного по составу [3]) характера изменения носителей электри-чества в сферическом объеме V0 принятого грозового облака развитие электронных лавин [1, 8], являющих-ся предвестником появления в рассматриваемой нами системе молнии (искрового пробоя в тропосфере Зем-ли длинного воздушного промежутка), будет всегда начинаться с наружной поверхности облака. Отметим, что указанное численное значение ER≈515 кВ/м при принятых атмосферных условиях приближается к кри-тическому значению E-поля, соответствующему пред-пробивной стадии процессов в длинном воздушном промежутке длиной (H0−R0) нашей системы [1, 8].

4. Расчетная оценка электрической энергии W0 грозового облака. Предварительные расчетные оценки численных значений величины электрической энергии W0, запасаемой в исследуемом грозовом об-лаке, выявили наличие ряд особенностей в ее опреде-лении. Так, оказалось, что прямое применение к рас-четной системе «грозовое облако-земля» (см. рис. 1) положений и формул из [9] для ее электрической ем-кости приводит к ошибочным результатам в вычисле-нии значений энергии W0 грозового облака. Для де-монстрации получаемых результатов применительно к энергии W0 при таком расчетном подходе будем вначале исходить из того, что при найденном выше (в разделе 3) значении по (4) электрического потенциала φR облака и априори нулевом электрическом потен-циале земли (φE=0) нам при расчете электрической энергии W0 для используемой расчетной системы «грозовое облако-земля» остается определить лишь значение ее электрической емкости. «Лобовое» опре-деление в рассматриваемом случае (H0/R0≈3,04) ее электрической емкости С0, по рекомендуемой [9] для неравенства H0/R0>1,5 приближенной формуле вида:

)/2ln(/2 0000 RHC , (7)

приводит к существенно заниженным значениям электрической емкости в расчетной системе «грозо-вое облако-земля». Например, при принятых исход-ных данных H0≈3000 м и R0≈985 м согласно (7) вели-чина С0 оказывается равной примерно С0≈30,8·10-12 Ф. Поэтому величина W0≈С0U0

2/2 [4], где U0=(φR − φE) − разность электрических потенциалов грозового обла-ка и плоской поверхности земли, принимает при U0≈506 МВ и используемом нами огромном объеме V0≈4·109 м3 грозового облака численное значение, составляющее всего 3,94 МДж. Причиной тому явля-ется то, что формула (7) учитывает только распреде-ление электрического заряда по наружной поверхно-сти расчетной сферы радиусом R0. Она не учитывает влияния электрического заряда, распределенного с объемной плотностью σV≈q0N0 по объему V0=4πR0

3/3 данной сферы. В этой связи величину электрической энергии W0 грозового облака рекомендуется опреде-лять по следующему приближенному соотношению:

200 5,0 UCW E , (8)

где CE≈qΣ/U0 − эквивалентная емкость сверхвысоко-вольтной системы «грозовое облако-земля».

Следует заметить, что при использовании фор-мулы (8) в приближенный расчет величин CE и W0 также вносится определенная погрешность, обуслов-ленная описанным нами ранее соответствующим ра-диальным распределением электрического потенциа-ла φr по сферическому объему принятого грозового облака. Однако, эта погрешность несоизмерима мала по сравнению с погрешностью, вносимой формулой (7) в расчет электрической емкости и электрической энергии W0 в нашей системе «грозовое облако-земля».

Из (8) при qΣ≈−55,6 Кл и U0≈−506 МВ находим, что при рекомендуемом авторском подходе для рас-сматриваемой системы «грозовое облако-земля» ве-личина ее эквивалентной электрической емкости CE будет принимать численное значение около 1,1·10-7 Ф, а величина запасаемой в ней электрической энергии


W0≈14,1·109 Дж (как видим, почти в 3578 раз больше, чем с применением формулы (7) при расчете С0 и W0). Количественными данными для W0 других исследова-телей атмосферного электричества в мире автор в на-стоящее время не располагает. Можно только предпо-лагать, что если значения величин суммарного заряда qΣ по (1) и электрического потенциала φR по (4) най-дены правильно (этим расчетам нами были выше да-ны соответствующие достаточно убедительные элек-трофизические обоснования), то и приближенное оп-ределение по (8) значения электрической энергии W0 грозового облака является также правильным.

5. Расчетная оценка АВП тока iL(t) в канале разряда грозового облака на землю. Для этой оцен-ки применительно к цепи разряда емкости CE грозово-го облака через плазменный канал в воздухе на землю используем классический электротехнический под-ход, характерный для электромагнитных процессов в RLC – цепи [10]. Вначале оценим численное значение индуктивности Lk цилиндрического плазменного ка-нала радиусом rk сильноточного искрового разряда грозового облака в воздушном промежутке длиной lk≈(H0–R0) на землю по следующей формуле [11]:

1)/2ln()2( 01

kkkk rllL , (9)

где μ0=4π·10-7 Гн/м – магнитная постоянная [4]. Из (9) при lk≈(H0–R0)≈2015 м и rk≈11·10-3 м [12]

следует, что в нашем случае сосредоточенная индук-тивность Lk канала искрового разряда грозового обла-ка на землю будет принимать значение, численно равное около 4,76 мГн. При оценке численного значе-ния активного сопротивления Rk цилиндрического канала грозового воздушного разряда будем исходить из того, что погонное активное сопротивление Rk0 исследуемого сильноточного канала согласно расчет-но-экспериментальным данным из [12] для повторной импульсной D- компоненты тока искусственной мол-нии амплитудой ImD≈–92,3 кА (рис. 2, где tmD≈15 мкс – время, соответствующее первой амплитуде ImD тока) численно составляет около 0,92 Ом/м. В результате для активного сопротивления Rk плазменного канала грозового разряда исследуемого облака на землю (см. рис. 1) находим, что Rk ≈Rk0·lk ≈ 0,92 Ом·м-1 2015 м ≈ ≈ 1,85 кОм. Видно, что в исследуемом случае для электрических параметров Rk, Lk и CE рассматривае-мой разрядной цепи выполняется неравенство вида Rk>2(Lk/СE)1/2. Значит, в канале тока молнии будет протекать апериодический импульс тока iL(t) [10, 12].

Для АВП тока iL(t) разряда при апериодическом законе его изменения во времени t можно воспользо-ваться следующим расчетным соотношением [10, 12]:

)exp()exp()()( 211

120 ttLUti kL , (10)

где α1, α2 − коэффициенты формы импульсного тока, равные α1=δ–(δ2–ω0

2)1/2 и α2=δ+(δ2–ω02)1/2; δ=Rk/(2Lk) −

коэффициент затухания тока разряда; ω0=(LkCE)-1/2 − собственная круговая частота разрядного тока облака.

Время tmL, соответствующее амплитуде ImL гро-зового тока разряда по (10), будет равно известному в электротехнике аналитическому соотношению [10]:

)/()/ln( 1212 mLt . (11)

Рис. 2. Типичная осциллограмма D- компоненты тока

искусственной молнии (ImD≈–92,3 кА; tmD≈15 мкс; масштаб по вертикали – 22,52 кА/клетка; масштаб по горизонтали – 50 мкс/клетка), полученная в сильноточной разрядной цепи высоковольтного генератора тока молнии УИТОМ-1 [12]

Для найденных исходных данных Rk≈1,85 кОм, Lk≈4,76 мГн и CE≈110 нФ получаем, что в рассматри-ваемом случае: δ≈1,94·105 с-1; ω0≈43,7·103 с-1; α1≈5·103 с-1; α2≈3,83·105 с-1; tmL≈11,47 мкс (см. рис. 2, где опытное время для амплитуды импульса тока искусственной молнии составляло около 15 мкс). При U0≈−506 МВ и tmL≈11,47 мкс расчетное значение амплитуды тока молнии для исследуемого случая согласно (10) будет составлять примерно ImL≈−262,1 кА. Полученное ко-личественные значения для tmL и амплитуды ImL тока в канале разряда принятого грозового облака на землю хорошо коррелируют с АВП импульсного тока, ха-рактерными для коротких ударов линейной молнии в наземные объекты, удовлетворяющие I уровню их молниезащиты по жестким требованиям международ-ного стандарта IEC 62305-1: 2010 [5, 6]. Что касается длительности τp апериодического импульса тока мол-нии на уровне 0,5ImL, то она для нашего случая оказы-вается примерно равной τp ≈ 0,7RkСE ≈ 142,4 мкс. Та-ким образом, при минимальной информации об элек-тромагнитной обстановке в зоне формирования и раз-вития грозового облака (только по его ориентировоч-ным габаритным размерам и высоте размещения над поверхностью земли) специалистам можно вполне аргументировано прогнозировать грозовую «картину» для рассматриваемой сверхвысоковольтной электро-физической системы «грозовое облако-земля».

Выводы. 1. Показано, что в качестве упрощенной расчетной

модели грозового облака инженерами и метеоролога-ми может быть принята сферическая модель облака наружным радиусом R0 и объемом V0=4πR0

3/3, содер-жащая распределенные по ее сферическому объему с усредненной плотностью N0≈5·107 м-3 отрицательно наэлектризованные в теплых восходящих воздушных потоках тропосферы Земли мелкие твердые диэлек-трические частицы радиусом r0≈10·10-6 м и зарядом q0≈−2,78·10-16 Кл. Варьируя численными значениями радиуса R0 и соответственно объема V0 такого грозо-вого облака, можно изменять и его основные энерге-тические характеристики в широких пределах, соот-ветствующих действующим в мире нормативно-техническим документам.


2. На примере рассмотрения грозового облака зем-ной тропосферы радиусом R0≈985 м и объемом V0≈4·109 м3 при H0≈3000 м продемонстрированы воз-можности предложенного подхода в области изучения атмосферного электричества для приближенного оп-ределения специалистами модулей его таких энерге-тических характеристик как суммарный электриче-ский заряд qΣ≈55,6 Кл, электрический потенциал в центре φ0≈759 МВ и на наружной поверхности φR≈506 МВ облака, запасаемая мелкодисперсными включе-ниями облака электрическая энергия W0≈14,1 ГДж и АВП апериодического импульса тока iL(t) в плаз-менном канале длинного воздушного искрового раз-ряда облака на землю (ImL≈262,1 кА; tmL≈11,5 мкс; τp≈142,4 мкс). Полученные количественные данные для qΣ, φR, W0 и АВП импульсного тока грозового разряда на поверхность земли удовлетворяют ряду требований международного стандарта IEC 62305-1: 2010 для коротких ударов линейной молнии в на-земные объекты.

3. Полученные результаты будут способствовать возможному выполнению инженерами и метеороло-гами прогнозирования электромагнитной обстановки в районе формирования и развития в тропосфере Земли реального грозового облака, предварительно приведенного по величине занимаемого им объема V0 к эквивалентному грозовому облаку сферической формы радиусом R0. Такой подход благодаря разра-ботанному физико-математическому аппарату по-зволяет в приближенном виде найти указанные основные энергетические характеристики (qΣ, φR, W0 и АВП канального тока) эквивалентного грозового облака и открывает определенные новые возможно-сти в мировой практике решения актуальных задач молниезащиты наземных объектов и находящихся в полете летательных аппаратов, оказавшихся в опас-ной зоне сильного электромагнитного воздействия на их электроаппаратуру (прежде всего, на их слабо-точную электронику) грозового облака с его колос-сальными по численным показателям энергетиче-скими характеристиками.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бортник И.М., Белогловский А.А., Верещагин И.П., Вершинин Ю.Н., Калинин А.В., Кучинский Г.С., Ларионов В.П., Монастырский А.Е., Орлов А.В., Темников А.Г., Пин-таль Ю.С., Сергеев Ю.Г., Соколова М.В. Электрофизиче-ские основы техники высоких напряжений: Учебник для ВУЗов / Под общей ред. проф. И.П. Верещагина. − М.: Из-дательский дом МЭИ. – 2010. – 704 с. 2. Баранов М.И. Новая гипотеза и электрофизическая при-рода дополнительных механизмов возникновения, накопле-ния и разделения электрических зарядов в атмосферных облаках Земли // Електротехніка і електромеханіка. − 2018. − 1. − С. 46-53. doi: 10.20998/2074-272X.2018.1.07. 3. Большой иллюстрированный словарь иностранных слов. – М.: Русские словари, 2004. – 957 с. 4. Кузьмичев В.Е. Законы и формулы физики / Отв. ред. В.К. Тартаковский. − К.: Наукова думка, 1989. − 864 с. 5. IEC 62305-1: 2010 «Protection against lightning. Part 1: General principles». Geneva, IEC Publ., 2010. 6. Baranov M.I., Koliushko G.M., Kravchenko V.I., Rudakov S.V. A generator of aperiodic current pulses of artificial light-

ning with a rationed temporal form of 10 μs/350 μs with an am-plitude of ±(100–200) kA // Instruments and Experimental Techniques. − 2015. − vol.58. − no.6. − pp. 745-750. doi: 10.1134/s0020441215060032. 7. Яворский Б.М., Детлаф А.А. Справочник по физике. − М.: Наука, 1990. − 624 с. 8. Бржезицький В.О., Білий І.В., Бойко М.І., Гуль В.І., Гу-рин А.Г., Ільенко О.С., Ісакова А.В., Кондра Б.М., Копшин В.О., Кравченко В.І., Набока Б.Г., Проценко О.Р., Рудаков В.В., Хименко Л.Т., Хомініч В.І., Шостак В.О., Янішевсь-кий В.І. Техніка і електрофізика високих напруг: Навчаль-ний посібник / За ред. В.О. Бржезицького, В.М. Михайлова. − Харків: Торнадо, 2005. − 930 с. 9. Иоссель Ю.Я., Кочанов Э.С., Струнский М.Г. Расчет электрической емкости. – Л.: Энергоиздат. – 1981. – 288 с. 10. Нейман Л.Р., Демирчян К.С. Теоретические основы электротехники: В 2-х т. Учебник для вузов. Том 1. − Л.: Энергоиздат, 1981. − 536 с. 11. Кнопфель Г. Сверхсильные импульсные магнитные поля. − М.: Мир, 1972. − 391 с. 12. Баранов М.И. Избранные вопросы электрофизики: Мо-нография. Том 3: Теория и практика электрофизических задач. − Харьков: Точка, 2014. − 400 с.

REFERENCES

1. Bortnik I.M., Beloglovskiy A.A., Vereshchagin I.P., Ver-shinin Yu.N., Kalinin A.V., Kuchinskiy G.S., Larionov V.P., Monastyrskiy A.E., Orlov A.V., Temnikov A.G., Pintal' Yu.S., Sergeev Yu.G., Sokolova M.V. Elekrophizicheskie osnovy techniki vysokih naprjazhenij [Electrophysics bases of tech-nique of high voltage]. Moscow, Publishing house of MEI, 2010. 704 p. (Rus). 2. Baranov M.I. New hypothesis and electrophysics nature of additional mechanisms of origin, accumulation and division of electric charges in the atmospheric clouds of Earth. Electrical engineering & electromechanics, 2018, no.1, pp. 46-53. doi: 10.20998/2074-272X.2018.1.07. 3. Bol'shoj illjustrirovannyj slovar' inostrannyh slov [Large illustrated dictionary of foreign words]. Moscow, Russkie slovari Publ., 2004. 957 p. (Rus). 4. Kuz'michev V.E. Zakony i formuly fiziki [Laws and formulas of physics]. Kiev, Naukova Dumka Publ., 1989. 864 p. (Rus). 5. IEC 62305-1: 2010 «Protection against lightning. Part 1: General principles». Geneva, IEC Publ., 2010. 6. Baranov M.I., Koliushko G.M., Kravchenko V.I., Rudakov S.V. A generator of aperiodic current pulses of artificial light-ning with a rationed temporal form of 10 μs/350 μs with an am-plitude of ±(100–200) kA. Instruments and Experimental Tech-niques, 2015, vol.58, no.6, pp. 745-750. doi: 10.1134/s0020441215060032. 7. Javorskij B.M., Detlaf A.A. Spravochnik po fizike [Hand-book of physics]. Moscow, Nauka Publ., 1990. 624 p. (Rus). 8. Brzhezitskiy V.A., Bilyy I.V., Boyko N.I., Gul′ V.I., Gurin A.G., Il′enko O.S., Isakova A.V., Kondra B.M., Kopshin V.A., Kravchenko V.I., Naboka B.G., Protsenko O.R., Rudakov V.V., Khimenko L.T., Khominich V.I., Shostak V.A., Yanishevskiy V.I. Tehnika i elektrophizika vysokih naprjazhenij [Technics and Electrophysics of High Voltages]. Kharkiv, Tornado Publ., 2005. 930 p. (Ukr). 9. Iossel' Yu.Ya., Kochanov E.S., Strunskiy M.G. Raschet elektricheskoj emkosti [Calculation of electric capacity]. Lenin-grad, Energoizdat Publ., 1981. 288 p. (Rus). 10. Neyman L.R., Demirchyan K.S. Teoreticheskie osnovy elek-trotekhniki. V 2-kh t. T. 1 [Theoretical bases of electrical engi-neering. In 2 vols. Vol. 1]. Leningrad, Energoizdat Publ., 1981, p. 536. (Rus).


11. Knopfel' G. Sverkhsil'nye impul'snye magnitnye polia [Ultra strong pulsed magnetic fields]. Moscow, Mir Publ., 1972. 391 p. (Rus). 12. Baranov M.I. Izbrannye voprosy elektrofiziki. Tom 3: Te-orija i praktika elektrofizicheskih zadach [Selected topics of Electrophysics. Vol. 3: Theory and practice of electrophysics tasks]. Kharkiv, Tochka Publ., 2014. 400 p. (Rus).

Поступила (received) 19.02.2018 Баранов Михаил Иванович, д.т.н., гл.н.с., НИПКИ «Молния» Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», 61013, Харьков, ул. Шевченко, 47, тел/phone +38 057 7076841, e-mail: [email protected] M.I. Baranov Scientific-&-Research Planning-&-Design Institute «Molniya», National Technical University «Kharkiv Polytechnic Institute», 47, Shevchenko Str., Kharkiv, 61013, Ukraine. Power descriptions of a storm cloud of troposphere of Earth: features of their calculation and applied utilization. Purpose. Implementation of calculation estimation of such basic power descriptions of the system is a «storm cloud - earth», as total charge of qΣ, electric potential of φr, electric energy of W0 and amplitude-temporal parameters (ATP) of pulse current iL(t) in the channel of a long air spark discharge of cloud on earth. Methodology. Electrophysics bases of technique of high volt-ages and large currents, theoretical bases of the electrical engi-neering, theoretical electrophysics, theory of the electromag-netic field and technique of the strong electric and magnetic fields. Results. The results of calculation estimation of basic power descriptions are resulted in the overhigh voltage electro-physics calculation system a «storm cloud – earth». To such descriptions of a storm cloud behave: total electric charge of qΣ, concentrated in a storm cloud of spherical form of the set vol-ume with the shallow dispersible negatively charged including as particulate dielectric matters the set by an middle

closeness; electric potential of φr is in the spherical volume of a storm cloud of the set size; electric energy of W0, accumu-lated in the spherical volume of a storm cloud of the set radius of R0; PTP (amplitude of ImL and duration of τp at level 0.5ImL) of aperiodic impulse of current iL(t) of linear lightning in the plasma channel of a long air spark digit of a storm cloud on earth. The ground of possibility of the use is given in close practical calculations in place of the real storm cloud of the simplified calculation model of a storm cloud, containing the spherical volume of V0 by the radius of R0 is shown that at R0≈985 m and accordingly V0≈4·109 m3 in the examined model of a storm cloud his indicated power descriptions arrive at the followings numeral values: charge of qΣ≈−55.6 C, potential on the outward surface of cloud of φR≈−506 MV, electric energy of W0≈14.1 GJ in a cloud and amplitude of aperiodic impulse of current of ImL≈−262.1 кА at duration of his flowing τp≈142.4 μs in the plasma channel of a long air spark digit of cloud on earth. This calculation information well correlates with the known experimental information, characteristic for the short shots of lightning in surface objects. The receive results will be instrumental in possibility of prognostication of a sticky storm wicket specialists at presence of only minimum initial information about a storm cloud in earthly troposphere. Originality. First at the analysis of a storm situation in tropo-sphere of Earth offered approach, related to bringing the real storm cloud over the volume of V0 to an equivalent on volume spherical storm cloud by the radius of R0, for which will apply the physical and mathematical vehicle of analysis of flowings in him electrophysics processes developed an author. Practi-cal value. Application of the in practice calculation findings will allow to deepen scientific and technical knowledge in area of nature of atmospheric electricity, will be instrumental in further development of physics of linear lightning and success-ful decision of global problem of protecting from lightning of surface objects and auxiliary them personnel. References 12, figures 2. Key words: atmospheric electricity, storm cloud, accumu-lated charge, electric potential and energy of cloud, current in the channel of discharge of cloud on earth, calculation, experimental information.


© Yu.V. Batygin, E.A. Chaplygin, S.A. Shinderuk, V.A. Strelnikova

UDC 621.318:537.852 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.06

Yu.V. Batygin, E.A. Chaplygin, S.A. Shinderuk, V.A. Strelnikova

THE MAIN INVENTIONS FOR TECHNOLOGIES OF THE MAGNETIC-PULSED ATTRACTION OF THE SHEET METALS. A BRIEF REVIEW Purpose. The description of the Equipment for the Magnetic-Pulsed Attraction (or EMF-attraction) of the sheet metals which allows non-contact deforming of ferromagnetics (the low carbon steels, for example), the non-magnetic billets from aluminium alloys and the practical realization of the new advanced technologies in the modern processing manufacture. Methodology. Comparative analysis of characteristics and operating conditions of the systems under consideration. Results. Physically, all magnetic-pulsed methods of attrac-tion are based on the Lorentz repelling forces decreasing and on increasing the attracting forces when the sheet billets being deformed are transparent for the low working frequency acting electromagnetic fields. The ferromagnetic samples attraction is caused by their magnetic properties. For the non-magnetic metals attraction an accessory conducting screen is being introduced in construction of the inductor system which is the method tool. In this case the attraction effect is caused by the force interaction of the unidirectional currents induced in the screen and in sheet billet. The different constructions of the attracting tools attended for fulfilling the different production operations (for example, it can be stamping, flattening etc.) with metals owning by different electrophysical properties are represented. Originality. The novelties in the magnetic pulsed installations used as the power sources in the complex equipment for the automobile bodies repair are given. Practical value. The practical application of the elaborated systems for the dents removing in the sheet metals are suggested and successfully approbated. In the whole these works can be considered as new scientific direction and used for different manufacturing aims though the main attention is paid to the practical application in the field of the automobile bodies repair. The most part of the described inventions is defended by the Ukrainian Patents (23 from total quantity – 33 References) and little known to the west specialists in the area of the magnetic pulsed technologies. From the authors view point this is a main particularity and usefulness of the present paper. References 33, figures 11. Key words: magnetic-pulse metal working, electromagnetic forming, electromagnetic attractive forces, ferromagnetic materi-als, non-magnetic metals, low frequency discharges. В статье описано оборудование, предназначенное для магнитно-импульсного притяжения листовых металлов, которое позволяет бесконтактное деформирование, как ферромагнетиков, так и немагнитных заготовок из алюминиевых сплавов и практического применения новых передовых технологий в современной индустрии. Притяжение ферромагнитных образ-цов обусловлено их магнитными свойствами. Для притяжения немагнитных металлов в конструкцию индукторной сис-темы, являющейся инструментом метода, вводится вспомогательный проводящий экран. Представлены различные кон-струкции инструментов притяжения для выполнения различных производственных операций по обработке металлов, обладающих различными электрофизическими свойствами. Описана новизна магнитно-импульсных установок, используе-мых в качестве источников энергии в комплексах оборудовании для ремонта автомобильных кузовов. Библ. 33, рис. 11. Ключевые слова: магнитно-импульсная обработка металлов, электромагнитная формовка, электромагнитные силы притяжения, ферромагнитные металлы, немагнитные металлы, низкочастотные разряды.

Introduction. The Magnetic-Pulse Metal Working (the abbreviation – MPMW, the other known title is Elec-tromagnetic Forming, the abbreviation – EMF) is a field of the Mechanical Engineering using an impulse or high speed forming technologies united by general principle of action the essence of which consists in the force action of the pulsed electromagnetic fields on the conducting work-pieces. In the recent very detailed review [1] provided a development historical perspective of the MPMW tradi-tional technologies and highlighted the state of the art on modeling, coil design, sheet metal forming, tube forming, crimping, welding, cutting, spring-back calibration and hybrid processes including the Magnetic-Pulsed Methods. Besides it was marked that good electrical conductivity of the work-pieces metal is the major requirement for the traditional MPMW to be efficient. Practically, the last remark means using rather high frequencies of the acting electromagnetic fields. All applications discussed by [1] are based on repelling so named Lorentz forces between the EMF-tool and conductive blank. In such configuration, the tool and other accessories (forming die, mandrel to which the blank is welded or crimped, shearing edge which is cutting the blank) are positioned from opposite sides of the blank. But there is another configuration of the EMF proc-esses where the blank is attracted to the tool working sur-face. This is the new both scientific and practical develop-ment direction the modern Magnetic-Pulse Metal Working.

The goal of the paper is the description of the main inventions and the according technology operations in the field of the Magnetic Pulsed Attraction of the sheet metals which can be realized for different manufacturing aims though the main attention is paid to the practical application in the field of the automobile bodies repair. Concretely this is an external non-contact removal of the dents on their sur-faces. A main particularity of this paper consists in a wide illumination of the author’s inventions in Ukraine created on a base of the great practical experience and little known to the west specialists in this area of the magnetic pulsed tech-nologies. These inventions defended by the national patents are evidence not only of advancement in the marked new direction of the modern MPMW. They open the real possible ways for creation of the progressive industrial technologies in the present and probably in a future.

The attraction under superposition of the high and low frequency electromagnetic processes. Chronologi-cally, this review should be started from the first fundamen-tal suggestion by the metals electromagnetic attraction which was formulated in the middle of the last century yet. In 1965 H.P. Furth patented the EMF process with the multiturn coil and an additional single turn with open ends [2]. The electric discharge employed for this process was rather slow and, therefore, allowed diffusion of electro-magnetic field through the blank. After the induced voltage


achieves of some determined value the additional single turn with initially opened ends will be short circuited by the electrical discharge spark what will conduct to electromag-netic field eliminating from the side of the blank facing the coil. As result, the electromagnetic pressure from the side of the blank facing the coil was absent, while the pressure from the diffused electromagnetic field to the opposite side of the blank attracted it to the coil. In fact, issuing from the modern physical conceptions the described process consists in generating two frequencies of discharge: slow and fast. The fast discharge eliminates the slow field from the side of the blank facing the coil while the slow field diffused through the thickness of the sheet metal deforms the blank. This physical principle was incorporated in a number of the next electromagnetic tool designs and configurations. So, Hansen and Hendrickson [3] suggested a method and appa-ratus for electromagnetically removing dents from conduc-tive materials by introducing a slow discharge through a multiturn coil and a rapid pulse of countercurrent. In [4] introduced a system of two coils and portable pulse genera-tor generating both repelling and pulling forces to correct both concave and convex areas of the dent. In [5] intro-duced a crow bar system capable of shaping the pulse com-prised of the fast and slow frequencies in most favorable way for the dent removal process. The final modern con-struction of the electromagnetic attraction systems with two working frequencies was elaborated by engineers of American firms «Electroimpact» and «Fluxtronic» [6, 7]. Given devices (Fig. 1) are intended for the dents removing on the damaged airplanes bodies panels. Their distin-guished particularity is a work in regime of many-times repeating the force actions. As inventors verify this regime is obligatory for the dent removing. Deforming the dam-aged panel metal is impossible under the single pulse of the force action. The practical possibilities of «Electromagnetic Dent Removers (EDR)» of «Electroimpact» and «Flux-tronic» allow successful straightening the aluminum sheets by thickness about ~ 2 mm. Proceeding from obvious physical evaluations the represented EDR will not be able to work with ferromagnetics. Influence of their magnetic properties will mean the fields penetration intensity de-creasing and as consequence the attraction forces falling down.

Another purely theoretical concept of sheet metal at-traction by the coil was introduced in 1981 by Shneerson based on sudden interruption of a single frequency dis-charge [8]. In this case, the diffused electromagnetic field still produces the attraction forces. Should be noted this approach is similar to the before described two-frequency methods. Shneerson's suggestion looks simpler. However, its efficiency is dependent upon how fast the discharge can be interrupted. But it is very complicated technical problem. Generalizing above conducted consideration leads to conclusion: the main disadvantages of all two-frequency suggestions consist in their very complicated technical realizing, the power electronics usage, the dif-ferent temporal processes synchronization etc. As result the high price of the produced equipment has a place.

The tools of the ferromagnetics attraction by the low frequency electromagnetic fields. The concept of a sheet metal single frequency attraction was introduced in [9, 10] for ferromagnetic materials.

а

b

c

Fig. 1. The equipment and realization of the technological proc-esses: a) the technology of «Electroimpact»; b) the equipment of

«Fluxtronic»; c) the technology of «Fluxtronic»

This concept was discovered during EMF experi-ments with thin steel sheet plates deformed by electric discharges with different frequencies. The suggested concept quickly found its practical application in dent removal devices in automotive bodies where majority of exterior panels are fabricated from low carbon steel. The discovered phenomenon was laid in a base of [11]. The identical Patent Application was given in [12]. They have represented the specific coil designs as well as practical aspects of dent removal in automotive panels. Here should be added that Concern «Betaginnovation» by the representatives of which are the mentioned above appli-cants of patents have represented the technical complex titled as «Magnetic Dent Remover (MDR)» [13]. The single frequency experiments initially discussed in [14] indicated that the direction of the electromagnetic pres-sure for ferromagnetic steel sheet metal blanks is a func-tion of the frequency of the discharge. At some limit, the applied electromagnetic force was changing its direction.


For high frequencies repelling took place, but for low frequencies attraction was watched at. Formally, the ac-ceptable low frequencies diapason had been fixed in [9] and in [10] to the ferromagnetics attraction:

2

1

d

, (1)

where = 2 f – the working frequency, – the perme-ability of metal, – electrical conductivity of sheet metal, and d – sheet metal thickness.

It should explain that formula (1) provides only the upper limit of the frequency where attraction can be ex-pected. The actual boundary frequency between attraction and repelling can be order of magnitude lower. Physi-cally, formula (1) can be further interpreted in the follow-ing way: it compares the sheet metal thickness with the skin-layer value for the given frequency. After not com-plicated transforming the inequality (1) can be repre-sented in a view:

2

1

d

, (2)

where

2

– the skin-layer value or by other

definition – this is the so named effective depth of the electromagnetic field penetration with the frequency – ω in environment with the permeability – and the electri-cal conductivity – .

From a physical view point the formulas (1) and (2) give an approximate notion, what part of the magnetic field's energy remaining in the work-piece goes on excitation of the eddy currents and the Lorentz forces but without taking into account any influence of the magnetic attraction forces. Actu-ally, the formulas (1) and (2) illustrate the approximate condi-tions when the Lorentz forces integral action is negligible small and the attraction is possible. Often, their fulfilling is quite enough for the necessary engineer evaluations. On principle, workability of the for first time suggested way of the ferromagnetic sheet billets attraction showed in [10] is based on three fundamental statements. The first of them consists in suppressing the natural Lorenz repelling forces. The second one this is excitation of the attraction forces caused by the sheet billets magnetic properties influence. The final third statement consists in the conditions creation when the attraction magnetic forces are prevailing over the repelling Lorenz forces. In the total, three above formulated statements provide the ferromagnetic sheets attraction by the low fre-quency electromagnetic fields. For effectiveness increasing the patented inductor system as the tool for the ferromagnetic sheet attraction consists of two main components as a rule. This is the single turn inductor (separately it is shown on Fig. 2,d) and the matching transformer [14, 15]. By the physical essence the last one this is the usual impulse air transformer. It can have two different constructions. The first of them has a multi turn primary winding on an external surface of an inner hollow lengthy metallic cylinder (with longitudinal cut) play-ing a role of the secondary winding. The external primary winding is connected to the power source. The inner secon-dary winding is loaded by the single turn inductor. Such construction type got name «the cylindrical matching trans-former» (it is shown on Fig. 2,a and Fig. 2,c on the left side) [14]. The other type of the matching transformer has a multi

a

b

c

d

Fig. 2. The matching transformers of different constructive fulfilling, a) a principle scheme of the «the matching cylindrical transformer», b) a principle scheme of the «the matching disk

transformer», 1 – the primary winding, 2 – the single turn induc-tor, 3 – the sheet billet; c) the cylindrical and disk constructions

photos; d) a single turn inductor with the conical inner bore

turn flat spiral winding placing through isolating insert on a flat surface of the single turn inductor. Such construction type got a name «the matching disk transformer» (it is shown on Fig. 2,b and Fig. 2,c on the right side) [15]. The appointment of the matching transformer consists in the inductor current increasing under preserving the electromagnetic energy from the power source.


Concerning the matching disk transformers the last useful remark. The primary winding is being experienced the great electrodynamical efforts repelling it from the massive single turn of the secondary winding. Their action weakens electromagnetic connection between windings, decrease current in the single turn inductor and as conse-quence decrease the attraction efforts. Eventually, the repelling forces destroy the primary winding coil. In order to avoid these negative effects some damping device can be installed. Two according solutions were suggested and patented [16]. The first one this is application of a damp-ing elastic insert between the primary winding external surface and upper cover of the disk transformer body. The second solution supposes installation of the additional massive conducting screen on the primary winding exter-nal surface. In this case the excited repelling forces will act as from the side of the single turn inductor as from the side of the additional screen. Choosing its parameters the result as a sum of two oppositely directed forces will allow unloading the disc transformer primary winding. The elaborated tools for the ferromagnetics attraction were tested in a special experiment with the different sheet steel specimens. A first part of the conducted experiment con-sisted in creating two convexities on the smooth surface of plates with thickness ~ 0.008 m by the magnetic-pulsed attraction. One of them will be object for further removing but already as a dent and second will stay for comparison. Both convexities had the half-spherical shape with diame-ter approximately about ~ 0.015 m and depth about ~ 0.002 m. In the experiment next part the plates were being turned over. The plates were placed on the flat insulated surface of inductor so that one of the dents turned out opposite the inductor inner hole. The dent removing was made by the magnetic-pulsed attraction. After the five times force action this dent was disappeared practically.

The surface of the sheet, where it was, had been be-coming quite smooth. It should be noted the quite interest-ing circumstance here. The subsequent magnetic-pulsed attraction could lead to appearance of a new dent with opposite curvature in relation to the initial one. So this experiment demonstrated a possibility of the controlled deforming demanded part of the sheet metal. One of the experimental specimens with initial and removed dents is shown below on Fig. 3.

Fig. 3. The experimental specimen from the sheet steel of the

body car «Mitsubishi»: #1 – the dent got by the magnetic-pulsed attraction on the sheet assigned part, #2 – the sheet surface part

with the removed dent

The low frequency electromagnetic tools of the non-magnetic metals attraction. For a better understanding it should start from the main statements providing operability of the patented way for the non-magnetic metals magnetic-pulsed attraction [17] in comparison of the previous consid-eration for ferromagnetics [10]. As before the first statement consists in suppressing the natural Lorenz's repelling forces. As before this problem can be solved by work in the low frequency temporal regime (formulas (1) – (2)). The second statement about workability consists in the attracting forces excitation. In the previous consideration these were the forces conditioned by the magnetic properties of the ferro-magnetic which is being deformed. The suggested way for non-magnetic metals believes application of the known Ampere’s Law according to which the unidirectional cur-rents experience the mutual electrodynamical attraction. For practical realization of this suggestion it is necessary intro-ducing an auxiliary screen into the inductor system construc-tion. This additional constructive element has to be placed parallel to surface of the sheet which is being deformed. The currents induced in metal of the screen and of the sheet billet will experience the mutual attraction. The electrodynamical attraction tool of the described action principle was named as «Inductor System with Attracting Screen (ISAS)». The con-structive particularity of the ISAS first variant consisted in what the single-turn inductor was located between the sheet metal blank and the accessory attracting screen [17]. The photograph of this construction intended for the model ex-periments is shown on Fig. 4. The visual notion about physi-cal picture of the occurring processes can be got from the scheme on Fig. 4.

As it is seen from Fig. 4 in the inner space between the screen and the billet the intensities of magnetic fields (H1,2) which are being excited by the unidirectional induced cur-rents (J1,2) are directed oppositely. They are being subtracted from each other. The resultant magnetic intensity will be decreasing and in an idealized case it will be tending to zero. Outside of the system the excited magnetic field intensities have the same directions. They are being summed. The re-sultant intensity of the external magnetic fields will grow and tend to doubled value of the field intensity excited separately by each from the induced currents (an idealized case). Thus, the inner magnetic field is falling down but the external field is growing. As consequence the magnetic pressure from outside will be a reason of the sheet billet attraction to the fixed screen. Quite conventionally, the corresponding stressed state of the inductor system conditioned by Am-pere’s attraction forces can be defined as its «compression». But besides of the attraction forces corresponding to Am-pere’s Law the Lorentz repelling forces are being excited as well. Their action is conditioned by summing the magnetic fields intensities of the induced currents and the inductor current in the inner space and subtracting these intensities in outside the inductor system. So, the Lorentz’s forces acting on the screen and sheet billet from inside will exceed the forces acting in outside. Quite conventionally, the corre-sponding stressed state of the inductor system conditioned by Lorentz’s repelling forces can be defined as its «expansion». In integral, if «compression» prevails over «expansion» the represented ISAS will work as the attraction tool of the sheet blanks from metals of any electrophysical nature (as from ferromagnetics as from non-ferromagnetics). In whole all


further cited Patents ISAS are dedicated to their effectiveness increasing. As a rule with this goal some constructive com-ponents are being introduced and modified. But presence of the base elements such as low working frequencies (inequali-ties (1) – (2)), the additional auxiliary screen and the inductor with the exciting current is staying invariable. The review of the patented tools for the non-magnetic metals magnetic pulsed attraction is divided on two main blocks: ISAS of the

cylindrical geometry and ISAS of the rectangular geometry. A physical difference between the marked out constructions shapes consists in the following: in the cylindrical ISAS the induced currents have the circular flowing ways but in the rectangular ISAS they are flowing along the rectilinear tra-jectories. Taking into account these factors the induced cur-rents densities distribution and the excited fields’ concentra-tion in the tools working zones can be varied.

Fig. 4. Schematic illustration of the physical processes in ISAS, J1,2 – the unidirectional currents induced in the screen and in the

blank, H1,2 – the tangential components of the magnetic field intensity being excited by the currents J1,2

«Inductor Systems with Attracting Screens» cy-lindrical constructions. Placing the single-turn inductor in the slot of the screen with finite thickness from side of the billet which is being processed is suggested in [18]. The present construction modification demands the work-ing frequency limitation by the least value from:

sDf

02

1 or

bdf

02

1, (3)

where D, d – the thicknesses of the screen and billet ac-cordingly, s, b – the specific conductivity of the screen and billet accordingly.

The aim of [19] consists in increasing the acting field amplitudes. The authors suggested the circular in-ductor which has to be made of two separate concentric rings with two opposite slits along the diameter axis. The rings have to be connected in such a way as to provide unidirectional currents in the inner turns of ring at con-nection of the inductor to a power source. A novelty of [20] consists in a possible choice of the screen geometry. Its thickness remains the same along the cross section and can be defined from inequality: ds , where – a skin layer value. A method of pulsed magnetic attraction of metal objects by a double-coil circular inductor system and with a thin screen is represented in [21 – 23]. The difference of the cited Patents is the difference of the coils constructive fulfilling. The essential novelty being sug-gested consists in what inductor is designed as two flat coils. One of them is placed under the screen from the billet side. The second is situated above the screen. Cur-rent in the coils flows in one direction. The excited fields

are summed. As in the previous patent the thickness of the auxiliary screen is chosen the same along all cross sec-tion. Unlike to the previous suggestions, in [24, 25] the inductor represented by the single-turn [24] or multi-turn flat coil [25] is placed on the external surface of the auxil-iary screen. This solution permits weakening the repelling Lorentz forces between the current induced in the billet metal and the current in inductor. It occurs because of screening them each of other by the conducting auxiliary screen. Besides of that the external placing the inductor coil allows constructively to increase the strength of the attraction tool in whole. The last what can be added as advantage this is a possibility to place all construction including the inductor winding and auxiliary screen in a closed body. The scheme of the most successful ISAS construction [25] given on Fig. 5.

Fig. 5. Schematic representation of ISAS with the external flat multi-turn winding of inductor, 1 – the winding; 2 – the screen;

3 – the sheet billet

Speaking about applications it should be noted the present attraction tool can be very comfortable for exter-


nal non-contact straightening a body of car or aircraft (without disassembly) and as well in machine building where processing a blank can be done only from one side.

«Inductor Systems with Attracting Screens» rec-tangular constructions. The main difference of the be-low represented inventions from before suggested cylin-drical constructions consists in the rectangular form of the inductors used as the magnetic field generators. The de-manded frequencies from [18] are the same to [26], but the inductor placed between the screen and billet is al-ready made in the shape of two coplanar loops of rectan-gular form electrically connected in series to each other. Their current-conductors limiting the working area are parallel. A single-turn rectangular inductor placed be-tween the screen and billet which has two cuts along the axis of symmetry and which divide it into two separate branches, in series or parallel connection of which to each other is patented [27]. This construction allows adjusting

inductance of the inductor and amplitude of exciting fields in dependence on the above mentioned separate branches connection view. The suggestion in [28] is iden-tical to the patented suggestion in [21 – 23]. The main difference and essential novelty consists in what inductor is designed as two single-turn flat rectangular coils. But the same as in [21 – 23] one of them is placed under the screen from the billet side. The second is situated above the screen. Current in the coils flows in one direction. The excited fields are summed. The last variation of the induc-tor geometrical form (in comparison with solution in [24]) is patented by authors [28]. Unlike previous claims with rectangular inductors this suggestion consists in placing the rectangular single-turn inductor not between the screen and sheet billet but fully above the auxiliary screen. For visual imagine the above described construc-tions of the inductor systems for the sheet billets attrac-tion are given below on Fig. 6.

а b

c d

Fig. 6. Experimental models of «Inductor Systems with Attracting Screen», a) the first construction for experiments; b) the circular single-turn inductor in depression on a screen surface; c) the rectangular inductor with two inner parallel branches; d)

the construction with the external flat multi-turn winding in assembly

Generalizing of the represented inventions of the «Inductor Systems with Attracting Screens» as the tools for work with the thin-walled metals it should be added

that all described constructions were tested in experiments which affirmed their workability. Some results of the ISAS experimental testing are represented on Fig. 7.


a

b

c

d

Fig. 7. The experimental samples from different automotive steels, «Subaru»: a – before the power action, b – after attrac-

tion; «Citroen»: c – before the power action, d – after attraction

The magnetic-pulsed installation as the power source in the equipment for the metal sheets attrac-tion. The experimental investigations were conducted on

the magnetic-pulsed installation – MPIS-2 created in Laboratory of Electromagnetic Technology of the Kharkov National Automobile & Highway University (Fig. 8) and used as the power source with stored energy ~ 2 kJ under maximal voltage ~ 2200 V and own frequency ~ 7.5 kHz.

a

b

c d

Fig. 8. The main components of MPIS – 2, a) the inner arrangement; b) the external view; c) the control block;

d) the remote control panel


Not stopping on the known components of the power source in equipment for the MPMW let us point out the main feature of the represented magnetic-pulsed installation is a work in regime automatically repeating force action pulses with repetition preset frequency (till ~ 10 Hz). The present regime is provided by introduction of the thyristor synchro-nizing device in the installation electrical scheme [29]. It should be noted the further increasing the repetition fre-quency of the force action pulses is limited by possibilities of the industrial network. In [30] the patented suggestion con-sists in usage of the capacitive energy storage special type that is named as «ionistor». Usage of ionistor instead of the traditional capacitive energy storage allows essential de-creasing the working voltages without decreasing the work-ing currents what leads to decreasing the power source cost eventually in whole. As it is known the natural discharge of capacitor in an electrical circuit with inductance and resistor has to have the harmonic temporal form for minimum energy losses. But the current and voltage oscillations are decreasing a life cycle the capacitive energy storage. Besides, as it turned out from practice the thyristor commutators in the installation control scheme cannot work in this temporal regime. By this reasons the aperiodic or unipolar temporal form of discharge is more preferential. The problem forming unipolar pulses with minimum energy losses in the discharg-ing circuit is solved by authors [31]. Very interesting scheme of the charging block is patented in [32]. The suggestion essence is based on so named «step-by-step charge» of the capacitive energy storage bank by the serial pulses of the equal energy. This scheme permits excepting the step-up transformer from the charging block and decreasing a cost of the installation in the whole.

The magnetic-pulsed attraction of sheet metals for dents removing on the body car surfaces. The pat-ents [25] and [33] are dedicated to the practical applica-tions of the magnetic pulsed attraction of thin-walled metals. In the [25] the most effective magnetic-pulsed tool of attraction is described (it was represented before as ISAS). Should remind this inductor-tool to remove dents on the surface of the object being processed is fulfilled as a complicated system consisting of the multiturn coil which plays the role of matching transformer and auxil-iary attracting screen. The coil is placed on the external surface of the screen. Its opposite inner surface is the tool working surface from side of which the dent in sheet metal is being located. Undoubted advantage of this tool construction is essential decreasing the repelling Lorentz forces at expense of remoting the coil current from the current induced in the sheet metal being processed. In [33] the full complex (Fig. 9) of the external non-contact magnetic-pulsed flattening is represented which includes and the tool and the electromagnetic power source.

In main the equipment for the external magnetic pulsed straightening unites previously described and pat-ented components. A detailed description of such com-plexes is showed in «The complex of the external mag-netic pulsed straightening» [25]. The complex contents a remote portable tool allowing processing any demanded parts of the sheets with dents. The magnetic-pulsed instal-lations are being connected to the inductor-tool by flexi-ble cable. If the tool for ferromagnetics attraction is being used then this connection fulfils through the matching

transformer. The charging and discharging circuits are connected through the thyristor-electronic device which synchronizes the work of these circuits. Their intercon-nection determines the resistor value for limitation of the charging current which provides the installation function-ality in the whole:

C

LR disch

ch 02 , (4)

where Rch – the resistor in the charging circuit, 0 and Ldisch – the relative damping decrement and the integral inductance of the discharging circuit.

Fig. 9. Schematic illustration of magnetic-pulsed removing

the dents in the sheet metal

The discharging circuit of the magnetic-pulsed installa-tion can be represented by several parallel branches which consist of the same capacitors and synchronized thyristor commutators with a common exit to the inductor-tool. Their quantity has to provide the normal work conditions of all power electronics devices. The «ionistor» can be used as the energy storage in the magnetic pulsed installation. But its including in the working scheme demands reforming of the charging and discharging circuits accordingly to the nomen-clatorial characteristics of the concrete «ionistor». The dis-charging circuit has to contain the system for transformation the natural harmonic temporal form of the discharging cur-rent pulses to the aperiodic one. This can be the bridge circuit or the well known from the Electrical Engineering «a crow-bar circuit». The own frequency of the magnetic pulsed installation is being determined by its parameters and is fixed value. That is why the integral characteristics of the power action tools (with the matching transformer or without this component in the charging circuit) have to be chosen by such way in order to provide the needed working frequency of the fields being excited. The constructions of the inductor-tools, its parameters (independently on the principle action) and its location place on the sheet metal being processed have to be chosen so in order to the high effectiveness providing the dents removing operation according to all previous recom-mends. Should add that place location of any inductor sys-tem has to provide the best electrodynamical tie between the sheet metal being processed and the dent removing tool. In conclusion of the present consideration some documental illustration of the practical magnetic pulsed removing the dents by the flattening complex are represented. The first photographs (Fig. 10) illuminate the repair technology of the automobile «Audi» door by the tool «Inductor System with Attracting Screen».

The next photos (Fig. 11) illustrate a technological route as algorithm of the dent removing on the automobile «Subaru» door.


a b c

Fig. 10. The external EMF flattening in the real repair process, а) the door before flattening; b) the tool ISAS in action; c) the door after flattening

a b c

d e f

Fig. 11. Photo-illustrations of the technological route, a) determination of the dent; b) marking the boundary dimensions; c) fixing the tool over the dent; d) the magnetic pulsed action; e) the marker removing; f) the car door panel after the flattening

Technological process. It should be noted that during the experiments of the magnetic-pulsed removing the dents there were approbated many samples steel coverings of the bodies European and Japanese cars. Visual car body parts surface inspection in order to determine a dent to be removed (Fig. 11,a). The geometrical dimensions and nature of this dent determine the level and intensity of the required force action. A special dielectric insert is placed on the car panel element over the dent. Its purpose consists in fixation of the tool working area toward to the external boundaries of the dent to be removed (Fig. 11,c). The necessary energy level and the pulses quantity are set by the operator on the control panel (Fig. 11,d). The operator places the tool working sur-face above the dent area (Fig. 11,d). The operator turns the system on and implements an external non-contact flattening (Fig. 11,e). The excited forces attract metal of the dent to the surface needed level. After flattening the tool and the insert are taken away and the surface is cleaned up (Fig. 11,f). If it is necessary, technological process is repeated few times, till the complete damage removing. In the case, when the dent has big enough size another approach may be used. It con-sists in its gradual removing. The process should be begun from the edges of the dent and move to its centre.

Conclusions. The fundamental inventions in the field of the Magnetic Pulsed Attraction of the sheet metals using low frequency discharges are illuminated. The most part of them is defended by the Ukrainian Patents and little known to the west specialists in the area of the mag-netic pulsed technologies.

The different types of the attracting tools based on different physical principles and attended for work with metals owning by different electrophysical properties are represented. They can deform the ferromagnetics such as low carbon steels and the non-magnetic metals such as alloys of aluminum for example.

The novelties in the magnetic pulsed installations used as the power sources in the complex equipment for the automobile bodies repair are given.

The practical application of the elaborated systems for the dents removing in the sheet metals are suggested and successfully approbated.

In the whole these works can be considered as new scientific direction and used for different manufacturing aims though the main attention is paid to the practical application in the field of the automobile bodies repair.

REFERENCES

1. Psyk V., Risch D., Kinsey B.L., Tekkaya A.E., Kleiner M. Electromagnetic forming – A review. Journal of Materials Processing Technology, 2011, vol.211, no.5, pp.787-829. doi: 10.1016/j.jmatprotec.2010.12.012. 2. Furth H. et al. Devices for metal-forming by magnetic ten-sion. US Patent, no.3,196,649, 1965. 3. Karl A. Hansen, Iver Glen Hendrickson. Electromagnetic dent puller. US Patent, no.3,998,081, 1976. 4. I. Glen Hendrickson, Karl A. Hansen. Electromagnetic dent remover with tapped work coil. US Patent, no.4,986,102, 1991. 5. Peter B. Zieve. Power supply for electromagnetic proof load tester and dent remover. US Patent, no.5,046,345, 1991.


6. Available at: http://www.electroimpact.com (accessed 15 January 2018). 7. Available at: http://www.fluxtronic.com (accessed 15 Janu-ary 2018). 8. Shneerson G.A. Polya i perehodnye processy v apparature sverhsilnyh tokov [Fields and transients in equipment superstrong currents]. Leningrad, Energoizdat Publ., 1981. 200 p. (Rus). 9. Batygin Yu.V., Lavinsky V.I., Khimenko L.T. Direction Change of the Force Action upon Conductor under Frequency Variation of the Acting magnetic Field. Proceedings of the 1st International Conference on High Speed Metal Forming. March 31/April 1, 2004. Dortmund, Germany, pp. 157-160. 10. Batygin Yu.V., Lavinskiy V.I. Khavin V.L., Khimenko L.T. Sposib magnitno-impul'snoi' obrobky tonkostinnyh metalevyh zagotovok [Method of magnetic-pulse working of thin-walled metallic billets]. Patent UA, no.75676, 2006. 11. Meichtry R., Kouba I. International Patent Application, no.2006119661, 2006. 12. Meichtry R., Basler B., Kouba I. International Patent Appli-cation, no.20160044748, 2016. 13. Available at: http://www.betaginnovation.com (accessed 15 January 2018). 14. Argun Sh.V., Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Smirnov D.O., Trunova I.S., Chaplygin Ye.A., Shchigoleva S.A. Sposib mag-nitno-impul'snoi' obrobky tonkostinnyh metalevyh zagotivok z vykorystannjam uzgodzhuval'nogo prystroju [The method of magnetic pulsed processing of thin-walled metal billets with using a matching device]. Patent UA, no.69467, 2013. 15. Argun Sh.V., Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Trunova I.S., Chaplygin Ye.A. Sposib magnitno-impul'snoi' obrobky tonkostin-nyh metalevyh zagotovok [The method of magnetic pulsed proc-essing of thin-walled metal billets]. Patent UA, no.68745, 2011. 16. Argun Sh.V., Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Trunova I.S., Chaplygin Ye.A., Shchigoleva S.A. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh ob’jektiv sumishhenym dyskovym pogodzhuval'nym prystrojem z dempfernoju konstruk-cijeju [The method of magnetic pulsed processing of the metal objects by integrated matching disk device with a damping construction]. Patent UA, no.75790, 2012. 17. Batygin Yu.V., Lavіns'kij V.І., Khavіn V.L. Sposіb mag-nіtno-іmpul'snoyi obrobki tonkostіnnih metalevih zagotovok [Method of the magnetic-pulse processing thin metal work pieces]. Patent UA, no.74909, 2006. 18. Chaplygin Ye.A., Batygin Yu.V., Bondarenko A.Yu. Sposib magnitno-impul'snoi' obrobky metalevyh zagotivok metodom prytjagannja do induktora [Method of magnetic-pulse working of metallic billets by attraction to inductor]. Patent UA, no.31751, 2008. 19. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Smirnov D.O. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh ob’jektiv odnovytkovym cylindrychnym induktorom, rozdilenym na dvi gilky [Method of magnetic pulse attraction of metal ob-jects by two-wind cylindrical inductor divided into two branches]. Patent UA, no.54753, 2010. 20. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Argun Sch.V., Chaplygin Ye.A., Gopko A.V., Drobinin A.M. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh ob’jektiv odnovytkovoju induktornoju systemoju z tonkym ekranom [Method of pulsed magnetic attraction of metal objects by single-turn inductor system with thin screen]. Patent UA, no.70055, 2012. 21. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Shigoleva S.A., Chaplygin Ye.A., Gopko A.V., Drobinin A.M. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh ob’jektiv dvovytkovoju krugovoju induktornoju systemoju z tonkym ekranom [The method of magnetic-pulse attraction of metal objects by double-turn circular inductor system with a thin screen]. Patent UA, no.70734, 2012. 22. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Shinderuk S.A., Sabokar O.S. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja tonkostinnyh lystovyh metaliv bagatovytkovoju krugovoju induk-

cijnoju induktornoju systemoju [The method of pulsed magnetic attraction of thin sheet metals by induction multiturn rotary inductor system]. Patent UA, no.92037, 2014. 23. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A, Shinderuk S.A., Sabokar O.S. Bagatovytkova krugova indukcijna induk-torna systema dlja magnitno-impul'snogo prytjagannja ton-kostinnyh lystovyh metaliv [The multiturn rotary induction coil system for pulsed magnetic attraction of thin sheet metals]. Patent UA, no.92436, 2014. 24. Batygіn Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygіn Ye.A., Trunova І.S., Gopko A.V., Sabokar O.S. Sposіb magnіtno-іmpul'snogo prityagannya metalevih zagotіvok odnovitkovim krugovim іnduktorom, roztashovanim nad dopomіzhnim ekranom [Method of the magnetic-pulse attraction metal workpeaces single-turn circular inductor located on the auxiliary screen]. Patent UA, no.77579, 2013. 25. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A, Sabokar O.S. Sposib magnitno-impul'snoi' obrobky poverhon' kuzovnyh ele-mentiv [The method of magnetic pulsed processing surface body elements]. Patent UA, no.104509, 2015. 26. Batygin Yu.V., Bondarenko A.Yu., Serikov G.S. Sposib magnitno-impul'snoi' obrobky metalevyh zagotivok [Method of magnetic-pulse working of metallic billets]. Patent UA, no.31752, 2008. 27. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Serikov G.S., Drachenko S.A. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh ob’jektiv prjamokutnym induktorom, z dvoma rozrizamy [Method of magnetic pulse attraction of metal objects by rectangular induc-tor with two slots]. Patent UA, no.53968, 2010. 28. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Shinderuk S.A., Shchigoleva S.A., Sabokar O.S. Sposib magnitno-impul'snogo prytjagannja metalevyh zagotivok induktornoju systemoju z dvoma prjamokutnymy vytkamy ta tonkym ekranom [The method of the magnetic pulsed attraction of the metallic billets by the inductor system with two rectangular turns and by the thin screen]. Patent UA, no.78243, 2013. 29. Batygin Yu.V., Bondarenko A.Yu., Gnatov A.V., Serikov G.S., Chaplygin Ye.A. Generator bagatorazovyh impul'siv strumu dlja magnitno-impul'snoi' obrobky metaliv [Generator of repeated current pulses for magnetic pulse working metals]. Patent UA, no.44933, 2009. 30. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Gnatova Sh.V., Trunova I.S. Generator bagatokratnyh impul'siv strumu dlja obrobky metaliv tyskom impul'snogo magnitnogo polja [Generator of multiple pulses of current for metal forming by pulsed magnetic field pressure]. Patent UA, no.61417, 2011. 31. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Dzubenko A.A., Argun Sh.V., Drobinin A.M. Generator bagatorazovyh uni-poljarnyh impul'siv strumu dlja magnitno-impul'snoi' obrobky metaliv [The generator of multiple unipolar current pulses for mag-netic-pulse metal working]. Patent UA, no.73733, 2012. 32. Batygin Yu.V., Chaplygin Ye.A., Sabokar O.S. Peretvorjuvach energii' zarjadnogo konturu magnitno-impul'snoi' ustanovky [The energy transducer for the magnetic pulsed installation charging circuit]. Patent UA, no.110809, 2016. 33. Batygin Yu.V., Gnatov A.V., Chaplygin Ye.A., Argun Sh.V., Shinderuk S.A., Sabokar O.S. Kompleks zovnishn'ogo magnitno-impul'snogo ryhtuvannja [The complex of the external magnetic pulsed straightening]. Patent UA, no.101413, 2015.

Received 06.02.2018 Yu.V. Batygin1, Doctor of Technical Sciences, Professor, E.A. Chaplygin1, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, S.A. Shinderuk1, Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, V.A. Strelnikova1, Postgraduate Student, 1 Kharkiv National Automobile and Highway University, 25, Yaroslava Mudrogo Str., Kharkov, 61002, Ukraine, e-mail: [email protected]; [email protected]; [email protected]; [email protected]


© Н.И. Бойко, А.В. Макогон, А.И. Маринин

УДК 621.373; 577.2; 577.3 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.07

Н.И. Бойко, А.В. Макогон, А.И. Маринин

ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬ ОБЕЗЗАРАЖИВАЮЩЕЙ ОБРАБОТКИ ТЕКУЧИХ ПИЩЕВЫХ ПРОДУКТОВ ПРИ ПОМОЩИ ВЫСОКОВОЛЬТНЫХ ИМПУЛЬСНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ Мета. Експериментально визначити раціональні режими и енергоефективність знезаражуючої обробки текучих харчових продуктів за допомогою високовольтних імпульсних дій у порівнянні з традиційною пастеризацією. Методи-ка. Для одержання високовольтних імпульсів на робочих камерах – навантаженні генератора застосована методика генерування імпульсів за допомогою підвищувального трансформатора, високовольтних імпульсних конденсаторів і розрядників з системою загострення фронту імпульсів. Імпульси на навантаженні вимірювалися за допомогою низь-коомного резистивного дільника напруги, передавались по широкосмуговому коаксіальному кабелю і реєструвались за допомогою аналогового осцилографа С8-12 або цифрового осцилографа Rigol DS1102E зі смугою пропускання 100 МГц у кожного. Робочі камери заповнювались водою, молоком або молочною сироваткою і складалися з кільцевидного корпу-су, який виготовлено з фторопласта, і металевих електродів, що створюють дно и кришку камери, мають плоскі накладки з харчової неіржавіючої сталі для контакту з харчовим продуктом усередині камери. Результати. Одержа-но високовольтні імпульси на навантаженні генератора з тривалістю по основі 300-1200 нс при частотах прохо-дження імпульсів до 500 імп/с. Експериментально одержані амплітуди імпульсів напруги на навантаженні генерато-ра – до 75 кВ, а напруженості електричного поля – до 35 кВ/см в робочих камерах з зазором 22 мм і до 50 кВ/см в робо-чих камерах з зазором 15 мм. Вказані характеристики імпульсів дозволили здійснити повну і незворотну інактивацію мікроорганізмів в харчових рідинах в робочих камерах. Наукова новизна. Показано, що існують режими обробки харчо-вих продуктів за допомогою високовольтних імпульсних дій, які дозволяють краще зберегти біологічну і харчову цін-ність продуктів порівняно з тепловою обробкою при їх повному знезаражуванні и при суттєво менших питомих енер-говитратах. Практична значущість. Одержані експериментально режими обробки молока, молочної сироватки и води зі зменшеними питомими енерговитратами відкривають перспективу промислового застосування комплексу високовольтних імпульсних дій для знезаражуючої обробки водовмісних харчових продуктів. Бібл. 7, табл. 3, рис. 10. Ключові слова: генератор високовольтних імпульсів, трансформатор, конденсатор, багатозазорний розрядник, бага-токанальний розрядник, робоча камера, знезаражуюча обробка харчових продуктів. Цель. Экспериментально определить рациональные режимы и энергоэффективность обеззараживающей обработки текучих пищевых продуктов при помощи высоковольтных импульсных воздействий в сравнении с традиционной пасте-ризацией. Методика. Для получения высоковольтных импульсов на рабочих камерах – нагрузке генератора применена методика генерирования импульсов при помощи повышающего трансформатора, высоковольтных импульсных конден-саторов и разрядников с системой обострения фронта импульсов. Импульсы на нагрузке измерялись при помощи низко-омного резистивного делителя напряжения, передавались по широкополосному коаксиальному кабелю и регистрирова-лись при помощи аналогового осциллографа С8-12 или цифрового осциллографа Rigol DS1102E с полосой пропускания 100 МГц у каждого. Рабочие камеры заполнялись водой, молоком или молочной сывороткой и состояли из кольцеобразного корпуса, выполненного из фторопласта, и металлических электродов, образующих дно и крышку камеры, имеющих пло-ские накладки из пищевой нержавеющей стали для контакта с пищевым продуктом внутри камеры. Результаты. По-лучены высоковольтные импульсы на нагрузке генератора с длительностью по основанию 300-1200 нс при частотах следования импульсов до 500 имп/с. Экспериментально полученные амплитуды импульсов напряжения на нагрузке гене-ратора – до 75 кВ, а напряженности электрического поля – до 35 кВ/см в рабочих камерах с зазором 22 мм и до 50 кВ/см в рабочих камерах с зазором 15 мм. Указанные характеристики импульсов позволили осуществить полную и необратимую инактивацию микроорганизмов в пищевых жидкостях в рабочих камерах. Научная новизна. Показано, что существуют режимы обработки пищевых продуктов при помощи высоковольтных импульсных воздействий, позволяющие лучше сохранить биологическую и пищевую ценность продуктов по сравнению с тепловой обработкой при их полном обезза-раживании и при существенно меньших удельных энергозатратах. Практическая значимость. Полученные экспери-ментально режимы обработки молока, молочной сыворотки и воды с уменьшенными удельными энергозатратами от-крывают перспективу промышленного применения комплекса высоковольтных импульсных воздействий для обеззара-живающей обработки водосодержащих пищевых продуктов. Библ. 7, табл. 3, рис. 10. Ключевые слова: генератор высоковольтных импульсов, трансформатор, конденсатор, многозазорный разрядник, многоканальный разрядник, рабочая камера, обеззараживающая обработка пищевых продуктов.

Введение. Традиционные тепловые способы обеззараживающей обработки (пастеризация и тепло-вая стерилизация) жидких пищевых продуктов, вино-материалов, напитков являются энергозатратными и не позволяют в достаточной степени сохранить их исход-ную биологическую и пищевую ценность [1, 2]. Одним из наиболее перспективных способов нетепловой обез-зараживающей обработки продуктов является способ обработки при помощи комплекса высоковольтных импульсных воздействий (КВИВ). В англоязычной научной литературе используется термин – PEF-treatment (PEF – pulsed electric field, обработка при по-

мощи импульсного электрического поля). В большин-стве своем жидкие пищевые продукты являются водо-содержащими. Поэтому важным является вопрос и о рациональных режимах обеззараживающей КВИВ об-работки воды.

Цель работы – экспериментально определить ра-циональные режимы и энергоэффективность обезза-раживающей обработки текучих пищевых продуктов при помощи высоковольтных импульсных воздейст-вий в сравнении с традиционной пастеризацией.


Экспериментальная установка. Для проведения экспериментальных исследований использовалась ус-тановка, которая впервые описана в [3]. Электрическая схема установки с системой управления приведена на рис. 1.

Рис. 1. Электрическая схема КВИВ-установки с системой

управления

Установка состоит из низковольтной и высоко-вольтной частей. Высоковольтная часть состоит из генератора высоковольтных импульсов и нагрузки – рабочей камеры WCH. Генератор содержит стартовый каскад (C1, DC1) и два каскада обострения (C2, DC2 и C3, DC3). Каждый каскад содержит конденсатор и разрядник. Разрядник DC1 стартового каскада являет-ся многозазорным. Все разрядники – многоканальные. В простейшем режиме работы установки используется только первый каскад. Недостатком этого режима яв-ляется недостаточная крутизна фронта импульсов на нагрузке – рабочей камере WCH. Поэтому основная часть экспериментов проведена с использованием всех трех каскадов.

После подключения к трехфазному источнику питания при проточной обработке нажатием кнопки SB1 запускается электродвигатель M насоса, перекачи-вающего обрабатываемый продукт через рабочую ка-меру WCH. Нажатием кнопки SB3 подается напряже-ние на реле K2, замыкаются его контакты K2.1, K2.2, K2.3, и фазное напряжение силовой сети через фильтр L0 – C0 подается на первичную (низковольтную) об-мотку трансформатора Tr, запуская в работу установку. В результате на нагрузке – рабочей камере WCH,

формируются импульсы высокого напряжения (до 120 кВ) и тока обеих полярностей с частотой следова-ния до 500 имп/с. Кнопкой SB4 отключается подача напряжения на фильтр L0 – C0 и на первичную обмот-ку трансформатора Tr. Нажатием кнопки SB2 выклю-чается электродвигатель M насоса.

Рабочие камеры. Рабочие камеры (РК), которые являются нагрузкой для КВИВ установки, делятся на стационарные и проточные. В стационарных камерах замена порций продукта осуществляется вручную, а в проточных камерах – благодаря протоку через камеру, который обеспечивает насос и система перекачивания. Последняя содержит емкости для подачи и приема обрабатываемого текучего продукта и шланги. Именно в РК выделяется энергия, яка исходно запасается в основном высоковольтном конденсаторе установки.

Типовые стационарные и проточные камеры при-ведены на рис. 2 и рис. 3 соответственно.

Рис. 2. Вариант стационарной РК с крышкой – электродом,

расположенным рядом

1

ввод

вывод

мм

мм

4

3

2

а

б

Рис. 3. а – вариант конструкции проточной технологической РК: 1, 2 – электроды, 3 – внутренний объем камеры,

4 – диэлектрический корпус; б – фото РК


Экспериментальные исследования методов КВИВ обработки (PEF-treatment) пищевых продук-тов и очистки воды. Экспериментально исследовали влияние КВИВ обработки на микробиологическую обсемененность, санитарно-гигиенические свойства и органолептические показатели молока, молочной сы-воротки и воды. Исследования проводились в разных режимах обработки в стационарных и проточных РК на КВИВ установке, описанной выше.

Фото работающей КВИВ установки во время про-ведения экспериментов показано на рис. 4. Обрабаты-ваемый продукт заливали в РК, которую предвари-тельно стерилизовали при помощи спиртовой горелки, и закрывали камеру стерилизованной крышкой. Ис-пользовались камеры двух типоразмеров: с межэлек-тродным промежутком (расстояние между дисковой крышкой камеры и ее днищем) 15 мм и с межэлек-тродным промежутком 22 мм. Варьировали время об-работки от 10 с до 30 с. На рис. 5 показана РК с межэ-лектродным промежутком 22 мм.

Рис. 4. Фото работающей КВИВ установки

Для измерения характеристик импульсов на на-

грузке КВИВ установки – рабочей камере использо-вался резистивный низкоомный делитель напряжения

с коэффициентом деления kd=1000. В качестве регист-рирующего устройства использовался аналоговый за-поминающий осциллограф С8-12 с полосой пропуска-ния 100 МГц и цифровой осциллограф RIGOL DS1102E с полосой пропускания 100 МГц.

Для защиты от электромагнитных помех осцил-лограф располагался в экранирующей кабине с экра-нированной по контуру дверью. Сигнал от низко-вольтного плеча делителя напряжения до осциллогра-фа в измерительной кабине подавался при помощи коаксиального кабеля с двойной оплеткой. Дверь в измерительной кабине может открываться и закры-ваться плотно как извне, так и изнутри.

а б

в г Рис. 5. Рабочая камера с межэлектродным промежутком 22 мм: а – корпус из фторопласта, б – крышка, в – межэлектродный

промежуток 22 мм, г – крышка возле камеры

Исследовалось инактивирующее действие КВИВ на различные молочные продукты (молоко, сыворотку, йогурт), а также на воду. При этом воду к экспериментам готовили наши коллеги – соиспол-нители из Национального университета пищевых технологий (НУПТ), город Киев. Брали воду «София киевская» и обсеменяли ее бактериями группы ки-шечной палочки (E-coli). При каждом режиме обра-ботки всех исследуемых жидкостей делали три по-вторения.

Величины межэлектродных промежутков в искро-вых разрядниках имели следующие значения: для мно-гозазорного разрядника (МЗР) величина отдельного промежутка – приблизительно 5 мм, для первого обост-ряющего разрядника – приблизительно 20 мм, для вто-рого обостряющего разрядника – приблизительно 20 мм. При этом количество задействованных промежут-ков в МЗР составляла от 4 до 7 включительно.

Обработка образцов текучих продуктов и воды в РК во всех режимах проводилась импульсами обеих полярностей. За период 20 мс сетевого переменного напряжения в течение полупериода положительного напряжения 10 мс в РК поступало приблизительно 4 импульса одной полярности, а за полупериод отрица-тельного напряжения 10 мс в РК поступало приблизи-тельно 4 импульса другой полярности.

Результаты экспериментальных исследований методов КВИВ обработки (PEF-treatment). На рис. 6 приведена осциллограмма импульсов на РК с молоком при 7 раскороченных зазорах из 8 в многозазорном раз-ряднике – МЗР без влияния электромагнитных помех и с явно видным фронтом импульса.


Рис. 6. Типичная осциллограмма импульса напряжения на

РК с сырым молоком. Цена деления по оси времени 50 нс/дел; по оси процесса 20 кВ/дел. В многозазорном

разряднике раскорочено 7 зазоров из 8. Зазор в РК d = 22 мм

Из осциллограммы следует, что длительность фронта импульса в молоке составляет примерно 20 нс, а длительность импульса по основанию до перехода через нуль составляет примерно 300 нс. Амплитуда импульса напряжения – не менее 60 кВ. Отсюда следу-ет, что амплитуда напряженности электрического поля в молоке 60/2,2≈27,3 кВ/см. Важно и то, что в молоке, которое имеет удельное сопротивление меньше, чем водопроводная или столовая вода, форма импульса – слабо колебательная.

На рис. 7 представлена типичная осциллограмма импульсного напряжения на РК с водой, обсемененной E-coli. Осциллограмма получена при помощи цифро-вого осциллографа Rigol 1102 E.

Из осциллограммы на рис. 7 следует, что ампли-туда напряжения на РК с водой в данном режиме КВИВ обработки не меньше, чем 72 кВ, длительность импульса по основанию составляет приблизительно 1200 нс, а форма импульса – апериодическая, однопо-лярная, через нулевую линию не переходит. Нулевая линия указана на рис. 7 и далее стрелкой, расположен-ной слева от осциллограммы.

Рис. 7. Типичная осциллограмма импульса напряжения на рабочей камере с водой «София киевская», обсемененной

E-coli. Цена деления по оси времени 200 нс/дел; по оси про-цесса 20 кВ/дел. В многозазорном разряднике раскорочено

6 зазоров из 8. Зазор в РК d=22 мм. Использован низкоомный резистивный делитель напряжения с коэффициентом

деления kд ≈ 2000

Два дополнительных всплеска на спаде импульса на этой осциллограмме, а также на других осцилло-граммах, обусловлены наличием трех высоковольтных емкостных накопителей: основного и двух обостряю-

щих. Фронтовая часть импульса обусловлена послед-ним (вторым) каскадом обострения со вторым обост-ряющим емкостным накопителем, первый дополни-тельный всплеск на спаде импульса обусловлен нали-чием первого каскада обострения с первым обостряю-щим емкостным накопителем, а второй дополнитель-ный всплеск на спаде импульса обусловлен наличием основного высоковольтного емкостного накопителя.

Результаты микробиологических анализов воды приведены в табл. 1.

Таблица 1 Обнаружение бактерий семейства E.coli в воде

Наименованиепоказателя

(единицы из-мерения КОЕ/см3)

Результаты исследова-

ний, КОЕ/см3

Режим об-работки приблизи-тельный, (E, кВ/см)

Режим обработ-ки рас-четный,

(E, кВ/см)

Время обра-ботки (t, с)

Вода стерильная. Разведение E.coli 106

210 30 20,09 10


0 30 31,8 20


60 30 19,0 10


0 30 1,8 20

*Прим.: КОЕ – колониеобразующие единицы. На рис. 8 представлена типичная осциллограмма

импульсного напряжения на РК с молочной сывороткой.

Рис. 8. Типичная осциллограмма импульсного напряжения на РК с молочной сывороткой. Цена деления по оси времени

200 нс/дел; по оси процесса 10 кВ/ дел. В многозазорном разряднике раскорочено 6 зазоров из 8. Зазор в РК d=22 мм. Использован низкоомный резистивный делитель напряжения

с коэффициентом деления kд ≈ 1000

Длительность импульса по основанию на осцил-лограмме (рис. 8) приблизительно 350 нс. Форма им-пульса – колебательная с большим декрементом коле-баний. Амплитуда импульса напряжения на этой ос-циллограмме – приблизительно 45 кВ, а амплитуда напряженности – приблизительно 20,45 кВ/см.


На рис. 9 представлена типичная осциллограмма импульсного напряжения на РК с сырым молоком.

Рис. 9. Типичная осциллограмма импульсного напряжения на РК с сырым молоком. Цена деления по оси времени

200 нс/дел; по оси процесса 10 кВ/дел. В многозазорном разряднике раскорочено 6 зазоров из 8. Зазор в РК d=22 мм.

Использовался низкоомный резистивный делитель напряжения с коэффициентом деления kд ≈ 1000

Результаты микробиологических анализов мо-лочной сыворотки, обработанной при помощи КВИВ импульсами, образец-осциллограмма которых пред-ставлен на рис. 8, приведены в табл. 2-5.

Таблица 2 Результаты анализов по выявлению бактерий семейства

E.coli в молочной сыворотке после КВИВ обработки Наименование показателя, единицы из-мерения КОЕ/см3 E.coli

Результат, КОЕ/см3

при E≈30 кВ/см, общем времени обра-ботки t=10 с и разведении 106

30


0


20


0

Из табл. 2 следует, что после КВИВ обработки молочной сыворотки в РК в течение 20 с высоко-вольтными импульсами (см. рис. 8), гарантировано

происходит полная инактивация бактерий E. coli. При обработке в течение 10 с остаются не инактивирован-ными от 20 до 30 колониеобразующих единиц. Т.е. подтверждено экспериментально существование ре-жима полной гарантированной инактивации при КВИВ – обработке продуктов. В контрольных (не обработанных при помощи КВИВ) образцах молоч-ной сыворотки наблюдался сплошной рост бактерий E.coli (>>1000 КОЕ/см3).

Длительность импульса по основанию на осцил-лограмме на рис. 9. приблизительно 350 нс. Форма импульса – колебательная с большим декрементом колебаний (слабо колебательная). Амплитуда импуль-са напряжения на этой осциллограмме – приблизи-тельно 60 кВ, а амплитуда напряженности – приблизи-тельно 60/2,2≈27,3 кВ/см.

Результаты лабораторных исследований физико-химических показателей молока после КВИВ обработ-ки (см. рис. 9) приведены в табл. 3.

Из результатов, приведенных в табл. 6, следует, что в КВИВ-обработанном молоке есть фермент пе-роксидаза, отсутствие которого характерно для топле-ного, ультрапастеризованого, стерилизованного моло-ка, то есть молока, которое поддавалось обработке большими температурами (больше 100 ºС). Однако, в КВИВ-обработанном молоке не выявлен фермент фосфатаза, отсутствие которого характерно для пасте-ризованного молока. Кроме того, из данных табл. 6 следует, что количество витамина С, весьма чувстви-тельного к различным обработкам, после КВИВ-обработки сохранилось на уровне, отвечающем требо-ваниям нормативной документации (НД), то есть КВИВ-обработка – мягкая обработка. Все анализы (микробиологические и санитарно-гигиенические) об-работанных и контрольных проб водосодержащих пи-щевых продуктов и воды провели специалисты ком-мунального предприятия «Санэпидсервис» (КП «СЭС», г. Харьков). Это предприятие аккредитовано Национальным агентством Украины по аккредитации (аттестат аккредитации 2Н1207 от 25.02.2015 г.).

Таблица 3 Физико-химические показатели исходно сырого молока после КВИВ обработки

Наименование показате-ля, единицы измерения

НД на методы испытаний Результат исследова-ния

Значение показателя согласно НД

Соответствие НД

1 2 3 4 5 Определение массовой части витамина С титриметрическим методом в пищевых продуктах

массовая часть витами-на С, млн-1

ГОСТ 30627.2-98 5,0 не регламентировано соответствует НД

Определение пероксидазы методом качественного анализа в пищевых продуктах пероксидаза для топле-ного, ультрапастеризо-ваного, стерилизован-ного молока

ДСТУ 7380:2013 выявлена отсутствует не соответствует

Определение фосфатазы молока и молочных продуктов методом качественного анализа фосфатаза для пастери-зованного молока

ДСТУ 7380:2013 не выявлена отсутствует соответствует

Энергетическая эффективность высоковольт-ного макета КВИВ-установки. Энергетическая эф-фективность определяется двумя составляющими: вы-сокой степени микробиологического (микробиального) обеззараживания обрабатываемого продукта при дан-

ном удельном энерговкладе и уменьшенного удельно-го энергопотребления по сравнению с известными ме-тодами (например, тепловой стерилизацией и пастери-зацией). Первую составляющую можно оценить, про-ведя КВИВ-обработку и сделав соответствующие


микробиологические анализы обработанного продукта (воды, молока, молочной сыворотки). Вторую состав-ляющую энергетической эффективности можно оце-нить, исходя из того, какая часть энергии, потреблен-ной из сети электропитания КВИВ-установкой, дос-тавлена в РК и там выделена, приведя к требуемой степени инактивации микроорганизмов в воде. По-скольку во всех элементах КВИВ-установки, в том числе в высоковольтных конденсаторах, трансформа-торе и разрядниках выделяется суммарно не более 0,1 потребленной из сети энергии, то к.п.д. установки можно оценить как 0,9, или 90 % [4-6]. Сложнее оце-нить сколько же энергии выделено в РК. Сделаем это при помощи осциллограмм импульсов напряжения на РК с обрабатываемым продуктом. Типичная осцилло-грамма импульса напряжения на камере с обрабаты-ваемой водой приведена на рис. 10.

Рис. 10. Типичная осциллограмма импульса напряжения

на рабочей камере с обрабатываемой водой

Три пика (максимума), как указывалось выше, на осциллограмме соответствуют процессам разряда трех емкостей (C1, C2, C3) на нагрузку – рабочую камеру, в данном случае заполненную водой (см. рис. 1). Пер-вый (наибольший) пик после фронта импульса – мак-симум напряжения на РК вследствие поступления энергии в камеру от наиболее низкоиндуктивного раз-рядного контура с емкостным накопителем C3. Второй пик соответствует процессу подключения и разряда на РК емкости C2. Третий пик соответствует процессу подключения к разряду на РК емкости C1, более уда-ленной от РК и имеющей наибольшую индуктивность.

Энергию, которая выделяется в РК за время обра-ботки, можно оценить по формуле

Е = nT іudt = nTіavuavt, (1) где і – ток как функция времени, u – напряжение как функция времени, іav – средний ток, uav – среднее на-пряжение, t – длительность одного импульса по полу-высоте – отрезок времени, в течение которого энергия импульса выделяется в РК, n – частота следования им-пульсов, T – время обработки.

Считаем, что вода в РК является чисто резистив-ной нагрузкой. Длительность импульсов определяется из осциллограмм.

По осциллограмме напряжения можно найти ак-тивное сопротивление Rwch воды в камере, зная вели-чину высоковольтной ёмкости Chv, в которой предва-рительно накапливается энергия после трансформации в трансформаторе ИОМ 100/100 [7]

(t/0,7) = RwchChv, (2) где t – длительность импульса по полувысоте, а t/0,7 – длительность импульса до спада измеряемой величины от амплитудного значения в e ≈ 2,71828 раз.

Для данной установки Chv ≈ 10–8 Ф, t ≈ 380 нс (см. осциллограмму на рис. 10). Таким образом

Rwch = (t/0,7)/Chv = (3,810–7/0,7)/10-8 ≈ 54,3 (Ом). Учитывая, что uav ≈ 40 кВ, іav = uav/Rwch =

= 40000 В/54,3 Ом ≈ 736,65 А. Отсюда вытекает, что при n = 400 имп/с, Т = 10 с, t = 3,810–7 с, энергия Еwch, которая выделяется в камере, равна Еwch=nTіavuavt = 400 имп/с × 10 с × 736,65 А ×40000 В ×

×3,8 × 10–7 с = 16 × 736,65 × 3,8 ≈ 44,8 кДж. При этом средняя мощность Р, потребленная в РК

камере с водой, составляет приблизительно Р = Еwch/Т = = 44,8 кДж/10 с ≈ 4,5 кВт.

Энергию E1C1, первично запасенную в высоко-вольтной разрядной цепи в конденсаторе C1 перед каждым разрядом, можно оценить по формуле

E1C1 = C1uC12/2 ≈ 10–8(50103)2/2 = 12,5 Дж.

Оценим суммарную энергию EC1, запасенную в C1 за время Т

EC1 = nTE1C1 = 400 имп/с × 10 с × 12,5 Дж = = 50000 Дж = 50 кДж. Е/EC1 ≈ 44,8/50 = 0,896.

Удельное сопротивление воды в РК можно оце-нить по формуле

ρ = RWCH×S/l, (3) где S – площадь поперечного сечения РК с обрабаты-ваемой жидкостью относительно направления проте-кания тока, l – длина межэлектродного промежутка в РК камере, т.е. ее (рабочей камеры) высота.

При S = 3,144,75210–4 = 7,110–3 м2, l = 1,510–2 м: ρ = 54,3 Ом × 7,1 × 10–3 м2/1,510-2 м = 25,7 Омм. Оценим нагрев Δt воды в непроточной (стацио-

нарной) РК за Т = 10 с при выделенной в камере энер-гии Е ≈ 44,8 кДж. Если считать, что половина этой энергии пошла на нагрев воды, а другая половина – на нагрев металлических электродов – крышек РК и ее изоляционного (фторопластового) корпуса, то

Е = 2сVγΔt, т.е. Δt = 0,5Е/(сVγ), (4) где с = 4200 Дж/(кг·град) – удельная теплоемкость во-ды, V – объем воды в РК, γ = 103 кг/м3 – плотность воды.

V = Sl = 7,110–3 м21,510–2 м ≈ 10–4 м3. Таким образом:

Δt = 0,544,8103Дж/(4200 Дж/(кг·град)× ×10–4 м3103 кг/м3) = 53,3 град.

Полученный расчетный результат хорошо совпа-дает с экспериментальным результатом по нагреву воды в данной РК при КВИВ-обработке. Измерения проводились тестером М890G при помощи термопары. Измеренный перепад температур от начальной (стар-товой) tstart до конечной tfinal составил Δtexp = tfinal – tstart ≈ ≈ 74 – 20 = 54 град. Отсюда следует вывод о том, что практически вся электромагнитная энергия, дошедшая до РК, выделяется в ней в виде тепла. Это принципи-ально важно, поскольку как электромагнитные факто-ры (напряженность электрического и магнитного поля,


напряжение и ток в РК), так и тепловая энергия явля-ются синергически направленными (однонаправлен-ными) факторами. Такое однонаправленное воздейст-вие приводит к увеличению степени инактивации мик-роорганизмов в текучих пищевых продуктах, обраба-тываемых в РК. При этом вся энергия, поступающая в РК, используется по назначению – на микробиологи-ческое обеззараживание обрабатываемого в камере продукта. Если теперь предположить, что все выде-лившееся в камере тепло при помощи теплообменника передается в необработанный продукт, не прошедший еще через РК, то коэффициент полезного действия по энергии ηe для данного технологического процесса ηe ≈ 85-99,5 %.

Важным показателем являются также удельные энергозатраты Еsp, то есть количество затраченной энергии на обработку единицы (например, единицы объема или массы) продукта. При КВИВ-обработке в промышленном проточном варианте, когда задейство-ван рациональный теплообмен, это количество вве-денной в РК электромагнитной энергии Eflow, которая в камере переходит в тепловую энергию. При этом обеспечивается нагрев Δtflow продукта в проточном режиме, пока он протекает через РК, на несколько гра-дусов Цельсия (например, на 5 ºС) и переход от докри-тической температуры до сверхкритической темпера-туры продукта, которая гарантирует при действии сильного внешнего импульсного электрического поля необратимую инактивацию микроорганизмов.

Оценим Eflow и Еsp Eflow ≈ сVγΔtflow = 4200 Дж/(кг·град)×10–4 м3×103кг/м3×

×5 град = 2100 Дж; Еsp = Eflow/V = сγΔtflow = 2100 Дж/10–4 м3 = 2,1107 Дж/м3 =

= 2,1104 кДж/м3 = (21000/3600) кВтч/м3 = = 5,83 кВтч/м3.

Таким образом, оценочная величина удельных энергозатрат в проточном режиме при КВИВ обработ-ке продуктов составляет Еsp = 5,83 кВтч/м3. При тра-диционной схеме микробиологического обеззаражива-ния молока (при помощи тепловой обработки – пасте-ризации) удельные энергозатраты больше, по меньшей мере, в 4 раза [1, 2].

Выводы. 1. Рациональные режимы работы КВИВ установки

для опробованных рабочих камер имеют место при амплитудах напряженностей импульсного электриче-ского поля Е ≈ 30 кВ/см в жидкости в рабочей камере и при времени обработки в течение 20 с высоковольт-ными импульсами длительностью 300-1200 нс при частоте следования импульсов n ≈ 400 имп/с.

2. При рациональных режимах в обработанной воде, молочной сыворотке и молоке полностью и необрати-мо инактивируются показательные бактерии E.coli. При этом фермент пероксидаза в молоке сохраняется. Следовательно, опробованный рациональный режим обеззараживающей обработки молока мягче, чем ре-жим тепловой стерилизации, и примерно соответству-ет пастеризации.

3. Количество витамина С, весьма чувствительного к различным обработкам, после обработки молока в

рациональных режимах сохраняется на уровне, отве-чающем требованиям нормативной документации, то есть КВИВ обработка – мягкая обработка, сохраняю-щая биологическую и пищевую ценность продуктов.

4. Оценочная величина удельных энергозатрат в проточном режиме при КВИВ обработке продуктов составляет Еsp ≈ 6 кВтч/м3, что примерно в 4 раза меньше, чем при традиционной тепловой обработке. При этом энергоэффективность предлагаемого ком-плекса высоковольтных импульсных воздействий в 4 раза выше по сравнению с пастеризацией.

5. Результаты выполненных исследований откры-вают перспективу промышленного применения ком-плекса высоковольтных импульсных воздействий для обеззараживающей обработки водосодержащих пище-вых продуктов.


1. Минухин Л.А., Гаффнер В.В., Меньшенин Г.А. Анализ путей снижения энергозатрат при пастеризации на малых молочных предприятиях // Аграрное образование и наука. – 2016. – 3. 2. Соловьёв С.В. Повышение эффективности процесса тепловой обработки молока путем обоснования конст-руктивных и технологических параметров нагревателя: дисс. ... канд. техн. наук (05.20.01). – Великие Луки, 2016. – 155 с. 3. Бойко Н.И., Тур А.Н., Евдошенко Л.С., Зароченцев А.И., Иванов В.М. Высоковольтный генератор импульсов со средней мощностью до 50 кВт для обработки пищевых продуктов // Приборы и техника эксперимента. – 1998. - 2. – С. 120-126. 4. Кучинский Г.С. Высоковольтные импульсные конденса-торы. – Ленинград: Энергия, 1973. – 176 с. 5. Потери и КПД в трансформаторах. Режим доступа: www.ets.ifmo.ru/usolzev/SEITEN/u2/tr/1_9.htm. 6. Месяц Г.А. Импульсная энергетика и электроника. – М.: Наука, 2004. − 704 с. 7. Богатенков И.М., Иманов Г.М., Кизеветтер В.Е. и др. Тех-ника высоких напряжений: Учебное пособие для вузов. Под ред. Г.С. Кучинского. – СПб: Изд. ПЭИПК, 1998. – 700 с.

REFERENCES 1. Minuhin L.A., Gaffner V.V., Menshenin G.A. Study the pos-sibility of reducing energy consumption during the pasteurization of milk on small enterprises. Agrarnoe obrazovanie i nauka, 2016, no.3. (Rus). 2. Solovyov S.V. Povyshenie effektivnosti protsessa teplovoy obrabotki moloka putem obosnovaniya konstruktivnykh i tekhnologicheskikh parametrov nagrevatelya. Diss. cand. techn. nauk [Improving the efficiency of the process of milk thermal processing by justifying the design and technological parameters of the heater. Cand. tech. sci. diss.]. Velikie Luki, Russia, 2016. 155 p. (Rus). 3. Boyko N.I., Tur A.N., Evdoshenko L.S., Zarochentsev A.I. High-voltage pulse generator with an average power of up to 50 kW for treatment of food products. Instruments and experimental technique, 1998, no.2, pp. 120-126. (Rus). 4. Kuchinskiy G.S. Vysokovoltnye impulsnye kondensatory. [High-voltage pulse capacitors]. Leningrad, Energiya Publ., 1973. 176 p. (Rus). 5. Losses and efficiency in transformers. Available at: www.ets.ifmo.ru/usolzev/SEITEN/u2/tr/1_9.htm (accessed 15 May 2017). (Rus).


6. Mesiats G.A. Impul'snaia energetika i elektronika [Pulsed power and electronics]. Moscow, Nauka Publ., 2004. 704 p. (Rus). 7. Bogatenkov I.M., Imanov G.M., Kizevetter V.E. Tekhnika vysokikh napriazhenii: Uchebnoe posobie dlya vuzov [High volt-age techniques]. Saint Petersburg, PEIPK Publ., 1998. 700 p. (Rus).

Поступила (received) 13.03.2018

Бойко Николай Иванович1, д.т.н., проф., Макогон Артём Витальевич1, Маринин Андрей Иванович2, к.т.н., доц., 1 Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», 61002, Харьков, ул. Кирпичева, 2, тел/phone +380 57 7076245, e-mail: [email protected] 2 Национальный университет пищевых технологий, 01601, Киев, ул. Владимирская, 68, e-mail: [email protected]

M.I. Boyko1, A.V. Makogon1, A.I. Marynin2 1 National Technical University «Kharkiv Polytechnic Institute», 2, Kyrpychova Str., Kharkiv, 61002, Ukraine. 2 National University of Food Technologies, 68, Volodymyrska Str., Kyiv, 01601, Ukraine. Energy efficiency of the disinfection treatment of liquid food-stuffs by high-voltage pulse effects. Purpose. Experimentally determine the rational modes and energy efficiency of decontamination treatment of flowing food products using high-voltage impulse actions in comparison with traditional pasteurization. Methodology. We used pulse generation method with the help of a step-up transformer, high-

voltage pulse capacitors and spark gaps with a system of peak-ing of pulse front to obtain high-voltage pulses in working chambers - the generator load. The pulses on the load were measured by a low-resistance resistive voltage divider, were transmitted over a broadband coaxial cable and recorded using an analog C8-12 oscilloscope or a Rigol DS1102E digital os-cilloscope with a bandwidth of 100 MHz for each. The working chambers were filled with water, milk or milk whey and con-sisted of an annular hull made of PTFE and metal electrodes forming the bottom and the chamber cover having flat linings of food grade stainless steel for contact with the food product inside the chamber. Results. We obtained high-voltage pulses on the generator load with a base duration of 300 to 1200 ns at pulse repetition rates up to 500 pulses per second. We obtained experimentally the amplitude of the voltage pulses on the gen-erator load up to 75 kV, and the electric field strength up to 35 kV/cm in working chambers with a gap of 22 mm and up to 50 kV/cm in working chambers with a gap of 15 mm. These char-acteristics of the pulses allowed complete and irreversible inac-tivation of microorganisms in food liquids in working cham-bers. Originality. We showed that there are modes of treatment food products with the help of high-voltage pulse actions, which allow better to preserve the biological and nutritional value of the products in comparison with heat treatment with their complete disinfection and at a significantly lower specific energy consumption. Practical value. The experimental regimes for treating milk, whey and water with reduced specific energy consumption open the prospect of industrial application of a complex of high-voltage pulse actions for the disinfecting treatment of water-containing food products. References 7, tables 3, figures 10. Key words: generator of high-voltage pulses, transformer, capacitor, multi-gap discharger, multichannel switch, work-ing chamber, disinfecting food treatment.

Електричні станції, мережі і системи


© H. Glaoui, A. Harrouz

UDC 621.31 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.08

H. Glaoui, A. Harrouz

SLIDING MODE CONTROL OF THE DFIG USED IN WIND ENERGY SYSTEM This paper, presents the application of the direct vector control using the sliding mode control (SMC) on the doubly fed induction generators (DFIG). The synthesis of the control laws is based on the model obtained by the orientation of the stator flux. The active and reactive powers that are generated by the doubly fed induction generators will be decoupled by the orientation of the stator flux and controlled by sliding mode controllers that have been developed. In order to rule on the validity as well as the performance of this type of adjustment, we will check its robustness by varying some parameters of the machine doubly fed induction. References 34, figures 9. Key words: doubly fed induction generators (DFIG), vector control, sliding mode control. Цель. В статье представлено применение прямого векторного управления с использованием управления режимом скольжения (SMC) на индукционных генераторах двойного питания (DFIG). Синтез законов управления основан на модели, полученной с помощью ориентации потока статора. Активные и реактивные мощности, генерируемые индукционными генераторами двойного питания, разделены ориентацией потока статора и управляются разработанными контроллерами режима скольжения. Чтобы определить достоверность и эффективность данного типа регулирования, проверяется его надежность путем варьирования ряда параметров машины двойного питания. Библ. 34, рис. 9. Ключевые слова: индукционные генераторы двойного питания (DFIG), векторное управление, управление режимом скольжения.

Introduction. The technique of sliding mode control (SMC) was first developed for a linear system of the second order, and since then, the spectrum of its use has been extended to a larger case of linear, nonlinear, discrete and multi-variable systems [1, 2]. Variable structure control has gained some popularity because of its simplicity and efficiency. In such a system, the command by switching makes it possible to bring the figurative point of the evolution of the system on the super sliding surface. When this hyper-surface is reached, the sliding regime occurs [3-5].

Many strategies have been developed over the past decade to optimize the power extracted from the wind energy conversion system. Several authors have tackled the control problem of electrical machines operating in the field-weakening region. For example, Taraft and all [6], Saleh Mobayen, Fairouz Tchier [7], Ansarifar, and all [8], Bartolini and al. [9], Benbouzid and al. [10], Seibel and al. [11] which used the sliding mode approach to achieve active and reactive power control. Hongchang Sun and all [12] explored the maximum wind power tracking of doubly fed wind turbine system based on adaptive gain second-order sliding mode. Kassem and all [13], Belmokhtar and all [14] proposed a dynamic modeling and robust power control of doubly fed induction generators (DFIG) driven by wind turbine at infinite grid. Weng and al. [15] a sliding mode regulator for maximum power tracking and copper loss minimisation of a doubly fed induction generator. Abdeddaim and all [16] Optimal tracking and robust power control of the DFIG wind turbine.

With the planned strategy, the generated wind energy can reach twice its nominal value thanks to a fast and reliable electric control completely robust. Indeed, by employing an appropriate control technique where the power produced in DFIG mode is derived from both the stator and the rotor. In addition, the power supplied by the rotor increases in this case by 100 % with respect to the nominal power of the stator. However, this solution makes it possible to maintain the operation of the wind energy conversion system in its stable zone.

The system considered consists of a dual-feed induction generator whose stator is directly connected to

the gate and its rotor is powered by a matrix converter. In this paper, the sliding-mode approach to performing active and reactive power control is used.

This last enjoys interesting strong properties such as the insensitivity to the variations of the parameters of the controlled part as well as to the disturbances, which can act on this last one. Its behavior does not depend any more than the parameters that define the hyperactive surface of the slip. Despite having various advantages, this control technique also has a disadvantage that limited its use initially. Indeed, in practice, imperfections such as switching delays and hysteresis generate oscillations around the sliding surface. Several techniques have been proposed to overcome this disadvantage [11, 17]. Some consist in approximating the discontinuous function by a continuous function in the vicinity of the switching surface, the reduction of chattering taking place at the cost of a loss of precision. Due to the many advantages of variable structure control, such as robustness, speed, and simplicity of implementation, this type of control seems to us quite suitable for dual feed generators for which performance can be required. Moreover, as some parameters of the generator prove to vary during the operation and that the load is often unknown; the control will have to take into account these parametric disturbances and variations to avoid a degradation of performances [18]. The main objective of this paper is to advance the understanding of the controlled SMC in the wind system, by studying its behavior with wind energy system. Taking into account many unresolved issues associated with wind energy, the results of the analysis and evaluation of discretization behaviors in the SMC systems are essential for their applications in the control of renewable energies [19].

However, the analysis and evaluation of discretization behaviors in SMC systems has proved to be a difficult task due to the lack of work done on this topic. There is apparently a gap between the expected ideal dynamic performance based on continuous-time system models and the actual dynamic performance when the


control system is discretized. Delay in delivery of control signals due to discretization is the key factor affecting control performance. This is especially true when the control is of a discontinuous nature, such as SMC. «Disruptive» switching may cause incorrect actions due to the timely delivery of control signals. These behaviors can cause serious damage to industrial control devices such as actuators [19]. In addition, the deteriorated invariance property can worsen the reliability of SMC systems, making controlled industrial processes vulnerable to unexpected environmental changes.

Issues of interest in studying discretization behaviors in SCM systems include:

conditions to ensure stability; steady state boundary conditions; system trajectory models (periodicity); sensitivity of trajectories to initial conditions; relationship between trajectory models and their

symbolic sequences; dynamic behavior change with respect to the

sampling period. To our knowledge, this research is the first to

systematically study the discretization behaviors of SMC systems, and to develop methods for controlling the wind system based on the DFIG generator. The significance of this work lies in the fact that it promotes the understanding of discretization behaviors in SMC systems, thus providing useful measures to prevent potential behavior from occurring. It also results in new methods useful not only for the analysis of the discretization of the SMC systems, but also for the synthesis of the laws of the controls as a function of the model obtained by the orientation of the stator flux.

The characteristic feature of a continuous time SMC systems is that a sliding mode occurs on a prescribed manifold, or switching surface, where a switching control is employed to maintain the state on that surface [20-23]. Since the theory has been originally developed from a continuous time perspective, implementation of sliding mode for sampled data systems encounters several incompatibilities due to limited sampling rate, sample/hold effect, and discretization errors. As a result, a direct translation of continuous-time SMC design for discrete implementation leads to the chattering phenomenon in the vicinity of the switching surface.

In this paper, basic results obtained in the study of continuous-time and discrete-time SMC systems theory during its over twenty years history are reviewed. The discretization issue of SMC systems is introduced.

Machine model. Flux-Oriented Vector Control presents an attractive solution for achieving better performance in variable speed applications for the doubly fed induction machine in both generator and motor operation. With this in mind, we have proposed a control law for the DFIM (doubly fed induction machine) based on the orientation of the stator flux, used to make it work as a generator. The latter highlights the relationships between the stator and rotor quantities [24-26]. These relationships will allow to act on the rotor signals to control the active power exchange and reactivate between the stator of the machine and the power system.

The wind turbine rotates at a speed that depends on the wind speed (Fig. 1). This speed is matched to that of the electric generator through a gearbox [27, 28].

Fig. 1. Wind turbine model

The output power of wind turbine is given as

3),(2 windpm vCA

p , (1)

where, pm is mechanical output power of the turbine (W); is air destiny (kg/m3); A is turbine swept area (m2); β is blade pitch angle (deg); λ is tip speed ratio of the rotor blade tip speed to wind speed; Cp is performance coefficient of wind turbine, which is the function of β and λ; vwind is wind speed (m/s).

The tip speed ratio λ is calculated as

wind

T

v

R . (2)

From an engineering point of view, there are many different representing methods of performance coefficient Cp.

But they all represent Cp as a nonlinear function of β and λ. In this paper, Cp is denoted as

i

C

ip CeCC

CCC i

6432

1

5

))5.2((()),(

, (3)

where C1 = 0.645, C2 = 116, C3 = 0.4, C4 = 5, C5 = 21, C6 = 0.00912.

Variable λi can be calculated as

1)5.2(

035.0

)5.2(08.0

113

i

. (4)

Wind turbine dynamics simulations have been run for wind step changes. The characteristic feature of the dependence of the wind turbine power upon the wind speed has been illustrated in Fig. 2 (the nominal power being 2 MW) [29].

0 5 10 15 20 25-500

0

500

1000

1500

2000

2500

vw [m/s]

Pt [k

W]

Fig. 2. Static characteristic of wind turbine mechanical power

as a function of mean wind speed

For a given wind speed vm the wind turbine power pt and the moment mt = pt / wt.


Model of generator «DFIG». In order to implement the decoupling control of active and reactive power, it is essential to transform the voltage and current of induction generator stator and rotor from 3-phase form to dq form under synchronous rotation coordinates. In addition, the voltage and flux equations of induction generator are seen as (5) and (6) respectively

;

;

;

;

drrqrqrrqr

qrrdrdrrdr

dssqsqssqs

qssdsdssds

θdt

dIRV

θdt

dIRV

θdt

dIRV

θdt

dIRV

(5)

,

;

;

;

qsqrrqr

dsdrrdr

qrqssqs

drdsrds

MIIL

MIIL

MIIL

MIIL

(6)

where Vds, Vqs, Vdr and Vqr are respectively the dq coordinates components of stator and rotor voltage; Ids, Iqs, Idr and Iqr are respectively the dq coordinates components of stator and rotor current; ds, qs, dr and qr are respectively the dq coordinates components of stator and rotor flux; Lr, Ls and M = Lm.

The electromagnetic torque is expressed as: )(2/3 dsqsqsdsem IIC ; (7)

qsqsdsds IVIVP ; (8)

qsdsdsqs IVIVQ .

This strategy consists to turn the rotor flux towards d axis, and the stator flux towards q axis. After orientation the stator and rotor fluxes are presented in Fig. 3

Fig. 3. DFIG vector after orientation

Consequently, the two fluxes become orthogonal

and we can write: .0;; dsqrrdrsqs (9)

If resistance Rs is neglected we have:

.;0 sdsqsqs VVdt

dV

The developed active power and reactive power can be rewritten as follows:

,; qssdss IVQIVP

where

,; qrr

qsdrs

ds IM

LII

L

MI

where

.; qrr

sdrs

s IM

LVQI

L

MVP

Sliding Mode Control. The term «variable structure systems» appears because of the particular structure of the system or regulator used, where this structural change in a discontinuous manner between two or more structures.

In the formulation of any practical control problem, there will always be a discrepancy between the actual plant and its mathematical model used for the controller design. These discrepancies (or mismatches) arise from unknown external disturbances, plant parameters, and parasitic/modeled dynamics [30, 31]. Designing control laws that provide the desired performance to the closed-loop system in the presence of these disturbances/uncertainties is a very challenging task for a control engineer. This has led to intense interest in the development of the so-called robust control methods, which are supposed to solve this problem. One particular approach to robust controller design is the so-called sliding mode control technique.

The behavior of nonlinear systems with discontinuities can be formally described by the generalized state equation:

UtXFtX ,, , (10)

where nX is the state vector, t time and is the function describing the evolution of the system over time. This class of system has a term which represents, at the same time, the discontinuity and the control: U.

Historically, the first regulators built on this model have been simple relays. Easy to implement. They have led the automation engineers to develop a theory that can describe such an operation. The bases of such a theory have been laid: it suffices to say that the behavior of the system is described by two distinct differential equations, depending on whether the equation of evolution of the system is greater or less than a surface called hyper-surface (increased surface) switching where:

))(),....,(),(()( 21 XSXSXSXS m .

So we have

.0,if,,

;0,if,,

tXStXU

tXStXUXU (11)

We consider a nonlinear system defined as

),(),(),()()( txutxbtxftx n , (12)

where x is the state vector and are nonlinear functions and is the control input f(x, t), b(x, t)u. To design a sliding mode control law, we must firstly, choose the switching surface (Fig. 4).

Fig. 4. Sliding mode in a phase plane


We take the general form proposed by Slotine [24]:

edt

dS

n )1(

, (13)

where e = x – xd is the tracking error; is xd the desired state, is n the system order and is a positive coefficient.

After choosing the sliding surface, we must choose the control law where the reaching condition defined by Lyapunov equation satisfied

tSS

0 . (14)

The control law has the following form. Thus, the vector control to be applied to the system

is obtained by adding two control terms such as

neq UUU , (15)

where Ueq on the sliding mode; Un allows to influence the approach mode.

In order that the condition (19) is verified at any time, is chosen as follows [32] (a complete study of sliding-mode with ERL can be found in [32]

S

e

kS

pS

sat

1 00

, (16)

where k is the discontinuous gain,

prdkk

St

/10

0)1()0(

,

is the desired reaching time, 0, 0<0<1 and p>0,

S

sat is the saturation function

.1if,1

;11if,

;1if,1

sat

S

SS

S

S (17)

The use of saturation function instead of sign function is justified to avoid chattering phenomenon.

The sliding mode applied to DFIG. We will use this technique to control the rotor currents of DFIG with a strongly coupled model [33, 34] (Fig. 5).

Fig. 5. Global scheme mode of the DFIG control

Recall the model of DFIG in Park's Den which is

given by the following equations:

;

;

dqrrdqr

dqrsdqr

dqssdqs

dqssdqs

dt

dIRV

dt

dIRV

(18)

.

;

dqsdqrsdqr

dqrdqssdqs

IMIL

IMIL (19)

The vector of the state variables chosen for the control of the machine is given by:

qr

dr

qs

ds

I

Ix .

The model of the machine with the consideration of the state variables is given by the following equations:

.

;

;

;

dt

dILV

L

MILcRV

L

MILbR

dt

dILV

L

MILcRV

L

MILbR

dt

dV

L

MILcRaR

dt

dV

L

MILcRaR

V

V

V

V

qrrqs

ssdrrrqsrds

ssqrrr

drrds

ssqrrrdsrqs

ssdrrr

qsdssds

ssqrrsqss

dsqssqs

ssdrrsdss

qr

dr

qs

ds

sLa

1

, rL

b

1 ,

rsLL

Mc

.

The state model of the machine is put in the following form:

dqUtxgtxfX ,, ; (20)

r

r

qr

dr

qs

ds

L

Ltxg

dt

dIdt

dIdt

ddt

d

X

1

000

01

00

0010

0001

, ;

;qrdrqsdsdq VVVVU

.,

1

1

txf

VL

MILcRV

L

MILbR

L

VL

MILcRV

L

MILbR

L

VL

MILcRaR

VL

MILcRaR

qsss

drrrdsrdsss

qrrrr

dsss

qrrrdsrqsss

drrrr

dssdsss

qrrsqss

qssqsss

drrsdss

Sliding surfaces in the Park marker are defined to control the rotor currents. They are given by the following equations:


,

;

qrqrrefq

drdrrefd

IIS

IIS

where Vdr and Vqr are the two control vectors, to force the system path to converge to surfaces Sdq = 0.

The control vector Udqeq is obtained by imposing Sdq = 0 0,, dqUtxgtxf ; (21)

.

qsss

drrrqsrdsss

qrrr

dsss

qrrrdsrqsss

drrr

eqdq

VL

MILcRV

L

MILbR

VL

MILcRV

L

MILbR

U

To have good performance, good dynamics and good switching around surfaces the control vector is imposed as follows:

)( dqdqeqdq SKsignUU . (22)

Simulation results. The figures below (Fig. 6) represent the different curves by the simulation of the DFIG with sliding mode controllers.

Fig. 6. Simulation results of the system GADA and voltage

inverter

Its characteristics have allowed us to cite the performance of regulators in sliding mode, such as:

good continues stator currents compared to references;

perfect decoupling between the two components of the stator current.

Therefore, the control of the active power of the stator is by the direct component of the current, while the reactive power of the stator of the quadratic component of the stator current.

In order to test the robustness of this control structure by sliding mode, we studied the influence of

parametric variations on the performance of the adjustment. We consider variations on all parameters that can undergo changes (stator and rotor resistors, stator, rotor and mutual inductors, and moment of inertia).

The results of the test of robustness to variations of the reference power simulation obtained show that decoupling is ensured at all times of the active and reactive powers, despite the presence of slight oscillations which are due to the Chattering phenomenon (Fig. 7).

Fig. 7 Results of the system with the function sign

The results obtained in Fig. 8, 9 show that decoupling is ensured at all times of the active and reactive powers, despite the presence of slight oscillations that are due to the Chattering phenomenon.

Fig. 8. Robustness test for a variation of Rs

Fig. 9. Robustness test for a variation of Rr

Conclusion. In this paper, a complete system for electrical energy production has been done via wind


turbine by use of the doubly fed induction generator (DFIG). The studied system has been formed of a DFIG with stator and rotor, which in that stator has connected to the grid directly, machine converter and grid converter. With the consideration of turbine variable velocity state and design controller for DFIG in form of using of the sliding mode.

Firstly, we have introduced the simplicity of the control variable structure by sliding mode non-linear switching surface. Then, we are interested more closely in the application of this type of control on the asynchronous machine with double feeding. The setting of the active and reactive powers by the sliding mode brings a remarkable improvement and good system performance with DFIG.

The results of the simulations obtained are evaluated and carried out using the Matlab / Simulink software and show the performance and the effectiveness of the proposed control.

REFERENCES

1. Johnstone C.M., Nielsen K., Lewis T., Sarmento A., Lemonis G. EC FPVI co-ordinated action on ocean energy: A European platform ford sharing technical information and research outcomes in wave and tidal energy systems. Renewable Energy, 2006, vol.31, no.2, pp. 191-196. doi: 10.1016/j.renene.2005.08.015. 2. Ben Elghali S.E. et al. Les systèmes de génération d’énergie électriques à partir des courants de mare. Revue 3EI, 2008, no.52, pp. 73-85. 3. Benbouzid M.E.H. et al. Marine tidal current electric power generation technology: State of the art and current status. Proceedings of IEEE IEMDC'07, May 2007, Antalya (Turkey), vol.2, pp. 1407-1412. 4. Myers L., Bahaj A.S. Simulated electrical power potential harnessed by marine current turbine arrays in the Alderney Race. Renewable Energy, 2005, vol.30, no.11, pp. 1713-1731. doi: 10.1016/j.renene.2005.02.008. 5. Couch S.J., Bryden I. Tidal current energy extraction: Hydrodynamic resource characteristics. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part M: Journal of Engineering for the Maritime Environment, 2006, vol.220, no.4, pp. 185-194. doi: 10.1243/14750902jeme50. 6. Taraft S., Rekioua D., Aouzellag D., Bacha S. A proposed strategy for power optimization of a wind energy conversion system connected to the grid. Energy Conversion and Management, 2015, vol.101, pp. 489-502. doi: 10.1016/j.enconman.2015.05.047. 7. Mobayen S., Tchier F. Robust global second-order sliding mode control with adaptive parameter-tuning law for perturbed dynamical systems. Transactions of the Institute of Measurement and Control, June 2017, p. 014233121770883. doi: 10.1177/0142331217708832. 8. Ansarifar G.R., Rafiei, M. Second-order sliding-mode control for a pressurized water nuclear reactor considering the xenon concentration feedback. Nuclear Engineering and Technology, 2015, vol.47, no.1, pp. 94-101. doi: 10.1016/j.net.2014.11.003. 9. Bartolini G., Levant A., Pisano A., Usai E. Adaptive second-order sliding mode control with uncertainty compensation. International Journal of Control, 2016, vol.89, no.9, pp. 1747-1758. doi: 10.1080/00207179.2016.1142616. 10. Benbouzid M., Beltran B., Mangel H., Mamoune A. A high-order sliding mode observer for sensorless control of DFIG-based wind turbines. IECON 2012 – 38th Annual Conference on

IEEE Industrial Electronics Society, Oct. 2012, Montreal, Canada. pp. 4288-4292. doi: 10.1109/iecon.2012.6389200. 11. Evangelista C.A., Valenciaga F., Puleston P. Multivariable 2-sliding mode control for a wind energy system based on a double fed induction generator. International Journal of Hydrogen Energy, 2012, vol.37, no.13, pp. 10070-10075. doi: 10.1016/j.ijhydene.2011.12.080. 12. Sun H., Han Y., Zhang L. Maximum Wind Power Tracking of Doubly Fed Wind Turbine System Based on Adaptive Gain Second-Order Sliding Mode. Journal of Control Science and Engineering, vol. 2018, pp. 1-11. doi: 10.1155/2018/5342971. 13. Kassem A.M., Hasaneen K.M., Yousef A.M. Dynamic modeling and robust power control of DFIG driven by wind turbine at infinite grid. International Journal of Electrical Power & Energy Systems, 2013, vol.44, no.1, pp. 375-382. doi: 10.1016/j.ijepes.2011.06.038. 14. Belmokhtar K., Doumbia M.L., Agbossou K. Novel fuzzy logic based sensorless maximum power point tracking strategy for wind turbine systems driven DFIG (doubly-fed induction generator). Energy, 2014, vol.76, pp. 679-693. doi: 10.1016/j.energy.2014.08.066. 15. Weng Y.-T., Hsu Y.-Y. Sliding mode regulator for maximum power tracking and copper loss minimisation of a doubly fed induction generator. IET Renewable Power Generation, 2015, vol.9, no.4, pp. 297-305. doi: 10.1049/iet-rpg.2014.0125. 16. Abdeddaim S., Betka A. Optimal tracking and robust power control of the DFIG wind turbine. International Journal of Electrical Power & Energy Systems, 2013, vol.49, no.1, pp. 234-242. doi: 10.1016/j.ijepes.2012.12.014. 17. Myers L., Bahaj A.S. Power output performance characteristics of a horizontal axis marine current turbine. Renewable Energy, 2006, vol.31, no.2, pp. 197-208. doi: 10.1016/j.renene.2005.08.022. 18. Bossanyi E. Wind Energy Handbook. New York: Wiley, 2000. 19. Bin Wang. On Discretization of Sliding Mode Control Systems. Theses doctorate, School of Electrical and Computer Engineering RMIT University Melbourne, Australia, 2008. 20. Harmouche M. Contribution to the theory of higher order sliding mode control and the control of underactuated mechanical systems. Theses Doctorate, Universite de technologie de Belfort-Montbeliard, France, 2017. 21. Laghrouche S., Chitour Y., Harmouche M., Ahmed F.S. Path Following for a Target Point Attached to a Unicycle Type Vehicle. Acta Applicandae Mathematicae, 2012, vol.121, no.1, pp. 29-43. doi: 10.1007/s10440-012-9672-8. 22. Harmouche M., Laghrouche S., Ahmed F.S., Bagdouri M.E. Second-order sliding mode controllers: an experimental comparative study on a mechatronic actuator. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part I: Journal of Systems and Control Engineering, 2012, vol.226, no.9, pp. 1231-1248. doi: 10.1177/0959651812454061. 23. Batten W.M.J., Bahaj A.S., Molland A.F., Chaplin J.R. Hydrodynamics of marine current turbines. Renewable Energy, 2006, vol.31, no.2, pp. 249-256. doi: 10.1016/j.renene.2005.08.020. 24. Harrouz A., ben Atialah A., Harrouz O. Modeling of small wind energy based of PMSG in south of Algeria. 2012 2nd International Symposium On Environment Friendly Energies And Applications, Jun. 2012, pp. 191-195. doi: 10.1109/efea.2012.6294042. 25. Bahaj A.S., Molland A.F., Chaplin J.R., Batten W.M.J. Power and thrust measurements of marine current turbines under various hydrodynamic flow conditions in a cavitation tunnel and a towing tank. Renewable Energy, 2007, vol.32, no.3, pp. 407-426. doi: 10.1016/j.renene.2006.01.012.


26. Muller S., Deicke M., De Doncker R.W. Doubly fed induction generator systems. IEEE Industry Applications Magazine, 2002, vol.8, no.3, pp. 26-33. doi: 10.1109/2943.999610. 27. Park J.W., Lee K.W., Lee H.J. Wide speed operation of a doubly-fed induction generator for tidal current energy. 30th Annual Conference of IEEE Industrial Electronics Society, 2004. IECON 2004. Busan (South Korea). doi: 10.1109/iecon.2004.1431771. 28. Multon B., Robin G., Gergaud O., Ben Ahmed H. Le génie électrique dans le vent : Etat de l’art dans le domaine de la génération éolienne. congres Jeunes Chercheurs en Genie Electrique 2003, June 2003, Saint Nazaire, France. 10 p. 29. Carrasco J.M., Franquelo L.G., Bialasiewicz J.T., Galvan E., PortilloGuisado R.C., Prats M.A.M., Leon J.I., Moreno-Alfonso N. Power-electronic systems for the grid integration of renewable energy sources: A survey. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2006, vol.53, no.4, pp. 1002-1016. doi: 10.1109/tie.2006.878356. 30. Tapia G., Tapia A., Ostolaza J.X. Proportional–integral regulator-based approach to wind farm reactive power management for secondary voltage control. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2007, vol.22, no.2, pp. 488-498. doi: 10.1109/tec.2005.858058.

31. Tapia A., Tapia G., Ostolaza J.X., Saenz J.R. Modeling and control of a wind turbine driven doubly fed induction generator. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2003, vol.18, no.2, pp. 194-204. doi: 10.1109/tec.2003.811727. 32. Koutroulis E., Kalaitzakis K. Design of a maximum power tracking system for wind-energy-conversion applications. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2006, vol.53, no.2, pp. 486-494. doi: 10.1109/tie.2006.870658. 33. Xu L., Cartwright P. Direct active and reactive power control of DFIG for wind energy generation. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2006, vol.21, no.3, pp. 750-758. doi: 10.1109/tec.2006.875472. 34. Glaoui H., Abdelkader H., Messaoudi I., Saab H. Modelling of Wind Energy on Isolated Area. International Journal of Power Electronics and Drive System (IJPEDS), 2014, vol.4. no.2, pp. 274-280. doi: 10.11591/ijpeds.v4i2.4859.

Received 06.03.2018

Hachemi Glaoui1, Ph.D., Abdelkader Harrouz2, Ph.D., 1 Department of Electrical Engineering, Tahri Mohamed Bechar University, Bechar, Algeria, e-mail: [email protected] 2 Department of Hydrocarbon and Renewable Energy, Ahmed Draia University, Adrar, Algeria, e-mail: [email protected]


© И.В. Нижевский, В.И. Нижевский

УДК 621.316.99 doi: 10.20998/2074-272X.2018.3.09 И.В. Нижевский, В.И. Нижевский

МЕТОДИКА НАТУРНЫХ ИЗМЕРЕНИЙ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЗАЗЕМЛЯЮЩЕГО УСТРОЙСТВА Розглянуто вимірювання опору заземлювальних пристроїв різного призначення за допомогою трьохелектродної установ-ки в реальних умовах. На основі використання трьохелектродної установки представлено обґрунтування методики ви-мірювання опору заземлювального пристрою будь якої конструкції в довільній структурі ґрунту. За результатами вимі-рювань вирішується система рівнянь шостого порядку, що дозволяє визначити власні і взаємні опори в трьохелектродної установці з досить високою точністю і без відшукання точки нульового потенціалу. Бібл. 9, табл. 6, рис. 2. Ключові слова: заземлювальний пристрій, опір заземлення, натурні вимірювання, методика, трьохелектродна устано-вка, точка нульового потенціалу, система рівнянь. Рассмотрены измерения сопротивления заземляющих устройств различного назначения с помощью трехэлектрод-ной установки в реальных условиях. На основе использования трехэлектродной установки представлено обоснование методики измерения сопротивления заземляющего устройства любой конструкции в произвольной структуре грун-та. По результатам измерений решается система уравнений шестого порядка, что позволяет определить собствен-ные и взаимные сопротивления в трехэлектродной установке с достаточно высокой точностью и без отыскания точки нулевого потенциала. Библ. 9, табл. 6, рис. 2. Ключевые слова: заземляющее устройство, сопротивление заземления, натурные измерения, методика, трехэлектрод-ная установка, точка нулевого потенциала, система уравнений.

Введение и постановка проблемы. В настоящее время для измерения сопротивления заземляющих устройств (ЗУ) получила широкое распространение трехэлектродная измерительная установка [1]. Одной из главных задач, которую необходимо решить для получения с помощью этой установки достаточно точных результатов, является, как указано в работе [2], правильный выбор мест расположения измери-тельных электродов, т.е. такая их расстановка, при которой измеренное значение сопротивления отлича-ется от его истинного значения не более чем на 10 % в ту или иную сторону. Однако в ряде случаев измере-ние сопротивления ЗУ городских и промышленных подстанций представляет серьезную проблему и до настоящего времени.

Анализ последних исследований и публика-ций. Проблемой повышения точности измерения электрических параметров земли и ЗУ занимаются многие отечественные и зарубежные ученые.

Расчетный метод определения оптимального расположения измерительных электродов при изме-рении сопротивления заземлителей больших размеров с помощью рассматриваемых моделей заземлителей имеет лишь ограниченное применение, связанное с их внешними полями [3].

На основании критического анализа сущест-вующих методов определения сопротивления зазем-ления в работе [4] рассмотрен уточненный вариант его определения. Путем введения понятия особой и квазиэквипотенциальной областей заземлителя пред-ложен и экспериментально проверен новый метод измерения его сопротивления. Однако предложенный метод в ряде случаев не позволяет выполнить измере-ния сопротивления заземляющих устройств с прием-лемой точностью.

В работе [5] предложен метод повышенной точ-ности для измерения сопротивления заземления под-станции при присоединении ЛЭП путем измерения тока в заземлении с помощью разработанного специ-

ального беспроводного датчика тока, использующего GPS. Несмотря на то, что опробование метода на дей-ствующей подстанции 500 кВ подтвердило его пра-вомерность, в отдельных случаях его применение вы-зывает много вопросов и требует серьезного и де-тального анализа.

Принципиальная возможность точного измере-ния сопротивления заземлителя отмечена в работе [6]. Однако, к сожалению, и в этом случае необходимо будет определять местоположение потенциального электрода путем многократного отыскания точки ну-левого потенциала на месте измерений.

Математическое моделирование процесса изме-рений сопротивления заземлителя току промышлен-ной частоты в многослойном грунте показало [7], что выбрать такое расположение электродов, при котором измеренное сопротивление заземлителя равняется истинному, экспериментальным путем при измерени-ях на местности невозможно.

В работе [8] приводится теоретическое, а на ос-нове использования метода физического моделирова-ния в работе [9] представлено экспериментальное обоснование нового метода измерения сопротивления заземлителя с помощью трехэлектродной измери-тельной установки при любом характере неоднород-ности грунта, любых размерах и конфигурации ЗУ и произвольном размещении измерительных электро-дов без отыскания точки нулевого потенциала.

Целью работы является разработка методики натурных измерений сопротивления заземлителя с помощью трехэлектродной измерительной установки без отыскания точки нулевого потенциала.

Рекомендуемая методика натурных измере-ний в группе заземлителей и обработки результа-тов измерений для получения величин собствен-ных и взаимных сопротивлений в трехэлементной системе. Подготовка и проведение измерений элек-трических параметров ЗУ действующих подстанций


классом напряжения выше 1 кВ должны исключать опасные ситуации, которые могут при этом возни-кать. Например, в условиях промышленной или го-родской застройки вынос электродов на большие рас-стояния связан с возможностью выноса потенциалов, что представляет серьезную опасность.

Провода и кабели, соединяющие источник элек-троэнергии, приборы, заземлители, обычно имеют значительную длину, особенно при больших размерах испытуемого заземлителя. При этом необходимо со-блюдать два правила [2]:

а) соединительные линии недопустимо проклады-вать параллельно или под небольшим острым углом к трассе воздушных линий (ВЛ). Положение электродов (заземлителей), кроме испытуемого, должно быть вы-брано так, чтобы соединительные линии были распо-ложены по отношению к трассе ВЛ либо под углом, близким к прямому, либо в направлении, противопо-ложном трассе ВЛ, подходящей к подстанции (по-следнее относится лишь к тупиковым подстанциям).

б) вначале монтируют токовый заземлитель и по-тенциальный электрод и присоединяют к ним соеди-нительные провода. Затем их начинают раскладывать и подключают к испытуемому.

По окончании работ измерительную схему раз-бирают в обратной последовательности. Вначале от-ключают соединительные провода от испытуемого ЗУ и от приборов, затем провода сматывают и лишь в конце отсоединяют от токового и потенциального электродов.

В связи с изложенным, методика натурных из-мерений в группе заземлителей заключается в сле-дующем.

На рис. 1 приведена в плане схема для осуществ-ления способа измерения сопротивления отдельных взаимовлияющих заземлителей в последовательности операций.

В исходном состоянии используют систему трех независимых (проверяется отсутствие гальванической связи) заземлителей 1, 2, 3, каждый из которых имеет свое значение Rхi, где і = 1, 2, 3. Один из заземлителей может быть заданным для измерения его сопротивле-ния, другие либо уже существуют, либо создаются дополнительно. В общем случае измерений заземли-тели 1, 2 и 3 расположены в земле (грунте).

Ниже рассмотрена система из трех взаимовлияю-щих заземлителей в виде круглых пластин диаметром 4 м, 2 м и 3,6 м. Пластины изготовлены из покрытого утолщенной фольгой пенопласта и размещены на по-верхности водоема (3020 м) с удельным сопротивле-нием воды ρ = 12 Ом·м при расстояниях между ними 0,4 м. Вначале выполнено измерение сопротивлений заземлителей по однолучевой схеме [1], т.е. по сущест-вующей методике (значения см. в табл. 6). Измерения выполнены ранней весной.

По новой методике производят серию измерений в опытах А (рис. 1,а), В (рис. 1,б) и С (рис. 1,в).

Собирают схему цепи для измерений: вольтметр 8 с помощью проводов 7 подключают к паре заземли-телей (1-2), вольтметр 10 с помощью проводов 9 под-ключают к паре заземлителей (2-3), вольтметр 12 с помощью проводов 11 подключают к паре заземлите-

лей (1-3). Источник 6 контролируемого амперметром 5 тока с помощью проводов 4 подключают к паре за-землителей (1-2) и обеспечивают протекание тока по цепи (рис. 1,а). Фиксируют показания амперметра 5 (I1-2), вольтметра 8 (U1-2), вольтметра 10 (U2-3), вольт-метра 12 (U1-3). От заземлителя 2 отключают провод 4, перемещают его к заземлителю 3 и подключают к нему. Обеспечивают протекание тока по цепи (рис. 1,б). Фиксируют показания амперметра 5 (I1-3), вольтметра 8 (U1-2), вольтметра 10 (U2-3), вольтметра 12 (U1-3). От заземлителя 1 отключают провод 4, пе-ремещают его к заземлителю 2 и подключают к нему. Обеспечивают протекание тока по цепи (рис. 1,в). Фиксируют показания амперметра 5 (I2-3), вольтметра 8 (U1-2), вольтметра 10 (U2-3), вольтметра 12 (U1-3).

V

A

7

8

4

4

5

6

2

1

3

7V

11

11

12

9 9V10

V A

3

4

11

116

125 1

2

4

V

7

8

7

9 9V10

а б

3

4

9

1

9

2

4

V

A5

10

V

7

8

7

V

11

11

12

6

в

Рис. 1. Схематическое расположение заземлителей и подключение приборов для измерений

В результате измерений получаем значения

параметров, которые заносим в табл. 1.

Таблица 1 Результаты натурных измерений параметров

Опыт А В С

Измеряемый параметр

Ввод источника в точки

1 и 2


1 и 3


2 и 3 I12, А 112,64 – – I13, А – 165,76 – I23, А – – 112,16 U12, В 379,9 169,41 243,275 U13, В 128,296 351,4 124,273 U23, В 251,638 182 367,5

Обработка приведенных в табл. 1 данных позво-

ляет получить входные сопротивления для каждой пары заземлителей в системе трех взаимовлияющих заземлителей. Входное сопротивление при вводе ис-точника между заземлителями, например 1 и 2, опре-деляем по выражению

R12inp= U12/ I12. Аналогично получаем значения входных сопро-

тивлений R13inp и R23inp. Результаты сводим в табл. 2.


Таблица 2 Входные сопротивления для соответствующих пар

заземлителей

Входные сопротивления между заземлителями, Ом Определяемый параметр R12inp R13inp R23inp

Значение параметра 3,37 2,11 3,27

По результатам табл. 2 с учетом рис. 2 составля-ем систему трех уравнений с шестью неизвестными величинами трехэлементной системы заземлителей:

R1 + R2 – 2R12 = R12inp; R1 + R3 – 2R13 = R13inp; (1) R2 + R3 – 2R23 = R23inp.

Пренебрегая (допущение) взаимными сопротив-лениями (R12, R13 и R23) и влиянием третьего заземли-теля в пределах каждой пары, путем решения полу-ченной таким образом системы трех уравнений с тре-мя неизвестными, рассчитываем приближенные зна-чения собственных сопротивлений заземлителей (R10, R20 и R30), которые сводим в табл. 3.

Таблица 3 Приближенные значения собственных сопротивлений


Собственные сопротивления, ОмОпределяемый параметр

R10 R20 R30

Значение параметра 1,11 2,26 1

Полученные приближенные значения собствен-ных сопротивлений заземлителей позволяют оценить приближенные значения взаимных сопротивлений между заземлителями в пределах каждой пары. Такая оценка основывается на том, что взаимное сопротив-ление между двумя заземлителями всегда меньше наименьшего из них. Результаты расчетов сводим в табл. 4.

Таблица 4 Оценка взаимных сопротивлений между соответствующими

парами заземлителей

Взаимные сопротивления междузаземлителями, Ом Определяемый параметр

R12mut R13mut R23mut

Значение параметра 1 0,8 1

1

R10 R30R13

R23R20R12

2

30

0 0 Рис. 2. Схема замещения системы трех взаимовлияющих


По данным измерений (табл. 1) величин токов (I12, I13, I23) и напряжений (U12, U13, U23,), получен-ных при каждом измерении тока, составляем систе-му шести уравнений с шестью неизвестными, пред-ставляющими схему замещения (рис. 2) системы трех взаимовлияющих заземлителей. Система имеет следующий вид:

.)(

;)(

;

;

;

;

13121

131213323)31(

13121

121213322)21(

12232

23122313323

12232

12122313121

13323

32321312223

32133

13321312131

RRR

RRRRRR

RRR

RRRRRR

RRR

RRRRRR

RRR

RRRRRR

RRR

RRRRRR

RRR

RRRRRR

C

C

B

B

A

A

(2)

Полученные приближенные значения парамет-ров схемы (см. табл. 3 и табл. 4), в соответствии с ме-тодикой, изложенной в работе [8], используем в каче-стве начальных значений для решения системы шести уравнений с шестью неизвестными (2), у которых ле-вые части представлены на основе измерений, приве-денных в табл. 1, следующим образом.

Например, в опыте А результаты измерений на-пряжений U13 и U23 и тока I12 при вводе источника между заземлителями 1 и 2 позволяют получить входные сопротивления, т.е. левые части системы уравнений (2):

R13А = U13 / I12; R32А = U23 / I12.

Результаты аналогичных расчетов при вводе ис-точника между заземлителями 1 и 3 (опыт В), а также заземлителями 2 и 3 (опыт С) сводим в табл. 5.

Таблица 5

Результаты оценки левых частей уравнений при вводе источника между соответствующими заземлителями

Подключение источника

Точки 1 и 2

Точки 1 и 3

Точки 2 и 3

Определяемый параметр

R13А R32А R12В R32В R12С R13С

Значение параметра, Ом

1,139 2,234 1,022 1,098 2,169 1,108

Используя в качестве начальных приближенные значения собственных (табл. 3) и взаимных (табл. 4) сопротивлений заземлителей и подставляя получен-ные левые части (табл. 5) в уравнения (2), решаем систему уравнений с помощью разработанной в паке-те Mathcad программы и результаты сводим в табл. 6.

Таблица 6 Результаты измерений собственных и взаимных сопротив-лений заземлителей по новой и существующей методикам и

оценка расхождений

Параметр, Ом R1 R2 R3 R12 R13 R23 Начальное значение 1,11 2,26 1 1 0,8 1 По новой методике 1,534 2,694 1,594 0,525 0,464 0,565По существующей 1,5 2,7 1,6 0,53 0,47 0,57Расхождение, % 2,26 0,22 0,37 0,94 1,27 0,87

Анализируя данные табл. 6, приходим к выводу, что результаты расчетов удовлетворительно согласу-


ются с результатами измерений, полученных в опы-тах. При этом расхождение не превышает 2,3 %, что является очень хорошим результатом погрешности.

Таким образом, получаем искомые величины собственных и взаимных сопротивлений заземлите-лей, составляющих трехэлементную систему.

Выводы. Впервые приводится методика натурных измере-

ний сопротивления заземляющих устройств различ-ного назначения с помощью трехэлектродной уста-новки без отыскания точки нулевого потенциала.

Предложенная методика обеспечивает мини-мально возможный разнос измерительных электродов за пределами ЗУ, что снимает ограничения по за-стройке территории за пределами исследуемого за-земляющего устройства, в несколько раз уменьшает длину соединительных проводов схемы измерения, что увеличивает отношение «сигнал – помехи».

Экспериментальные натурные измерения пока-зали, что разработанная методика позволяет получить достаточно точный результат во всех случаях измере-ний сопротивления ЗУ электроустановок.


1. Випробування та контроль пристроїв заземлення елект-роустановок. Типова інструкція. СОУ 31.2-21677681-19:2009 – [Чинний від 2010–03–29]. – К.: Мінпаливенерго України, 2010. – 54 с. – (Національний стандарт України). 2. Бургсдорф В.В., Якобс А.И. Заземляющие устройства электроустановок. – М.: Энергоатомиздат, 1987. – 400 с. 3. Ослон А.Б., Коструба С.И. Измерение сопротивлений заземлителей больших размеров // Электричество. – 2006. – 8. – С. 49-56. 4. Чернов К.П. Сопротивление заземлителя и метод его определения с помощью двух дополнительных заземлите-лей с неизвестными сопротивлениями // Известия высших учебных заведений. Проблемы энергетики. – 2012. – 5-6. – С. 55-61. 5. Yue Yong-gang, Huang Zhi, Dang Da-wei, Meng Qing-da, Wang Ya-ping, Huo Feng, Ye Tao. Grounding impedance meas-urement for 500 kV substation with lightning line // Journal of Elec-tric Power Science and Technology. – 2013. – 4. – pp. 83-87. 6. Ослон А.Б., Целебровский Ю.В. Пересечение потенци-альных кривых и сопротивление заземляющего устройства // Третья Российская конференция по заземляющим уст-ройствам: Сборник докладов (27-31 октября 2008 года). – Новосибирск: Сибирская энергетическая академия. – 2008. – С. 121-130. 7. Ослон А.Б., Коструба С.И. Математическое моделиро-вание процесса измерений сопротивления заземлителя току промышленной частоты в многослойном грунте // Электри-чество. – 2008. – 5. – С. 12-17. 8. Нижевский И.В., Нижевский В.И. Методика измерения сопротивления заземляющего устройства // Електротехніка і електромеханіка. – 2016. – 3. – С. 50-57. doi: 10.20998/2074-272X.2016.3.08. 9. Нижевский И.В., Нижевский В.И., Бондаренко В.Е. Экс-периментальное обоснование метода измерения сопротив-ления заземляющего устройства // Електротехніка і елект-ромеханіка. – 2016. – 6. – С. 60-64. doi: 10.20998/2074-272X.2016.6.10.

REFERENCES

1. Natsional'nyy standart Ukrayiny. SOU 31.2-21677681-19:2009. Viprobuvannya ta kontrol' prystroyiv zazemlennya elektroustanovok. Tipova іnstruktsіya [National Standard of

Ukraine SOU 31.2-21677681-19:2009. Test and control devices, electrical grounding. Standard instruction]. Kyiv, Mіnenergovugіllya Ukrayiny Publ., 2010. 54 p. (Ukr). 2. Burgsdorf V.V., Yakobs A.I. Zazemlyayushchie ustroystva elektroustanovok [Grounding device of electrical installations]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1987. 400 p. (Rus). 3. Oslon A.B., Kostruba S.I. Measuring the resistance of large grounding devices. Electrichestvo, 2006, no.8. pp. 49-56. (Rus). 4. Chernov K.P. Resistance of grounding conductor and method of its determination with the help of two additional earth leads with unknown resistances. Proceedings of higher educational establishments. Energy problems. 2012, no.5-6, pp. 55-61. (Rus). 5. Yue Yong-gang, Huang Zhi, Dang Da-wei, Meng Qing-da, Wang Ya-ping, Huo Feng, Ye Tao. Grounding impedance meas-urement for 500 kV substation with lightning line. Journal of Electric Power Science and Technology, 2013, iss.4, pp. 83-87. (Chinese). 6. Oslon A.B., Tselebrovskii Iu.V. The intersection of the potential curves and the resistance of the grounding device III Rossiiskaia konferentsiia po zazemliaiushchim ustroistvam: Sbornik dokladov [3rd Russian Conf. on Grounding Devices: Collected Papers]. Novosibirsk, Russia, 27-31 October 2008, pp. 121-130. (Rus). 7. Oslon A.B., Kostruba S.I. Mathematical modeling of the process of grounding resistance measurement current of indus-trial frequency in multilayer soil. Electrichestvo, 2008, no.5, pp. 12-17. (Rus). 8. Nizhevskyi I.V., Nizhevskyi V.I. A technique of measuring of resistance of a grounding device. Electrical engineering & electromechanics, 2016, no.3, pp. 50-57. (Rus). doi: 10.20998/2074-272X.2016.3.08. 9. Nizhevskyi I.V., Nizhevskyi V.I., Bondarenko V.E. The experimental validation of the grounding device resistance measurement method. Electrical engineering & electromechan-ics, 2016, no.6, pp. 60-64 (Rus). doi: 10.20998/2074-272X.2016.6.10.

Поступила (received) 01.02.2018 Нижевский Илья Викторович1, к.т.н., Нижевский Виктор Ильич1, к.т.н., доц., 1 Национальный технический университет «Харьковский политехнический институт», 61002, Харьков, ул. Кирпичова, 2, тел/phone +380 57 7076977, e-mail: [email protected] I.V. Nizhevskyi1, V.I. Nizhevskyi1 1 National Technical University «Kharkiv Polytechnic Institute», 2, Kyrpychova Str., Kharkiv, 61002, Ukraine. A technique of full-scale measurements of the resistance of the grounding device. Purpose. The measurements of the resistance of grounding de-vices for various purposes using a three-electrode installation under real conditions are considered. Methodology. On the basis of the use of a three-electrode installation, a technique for full-scale measurements of the resistance of a grounding device of any design in an arbitrary soil structure is presented. Results. Based on the measurement results, a system of sixth-order equa-tions is solved which allows to determine the own and mutual resistances in a three-electrode installation with a sufficiently high accuracy. Originality. It is not necessary to find a point of zero potential. Practical value. The proposed technique allows to perform measurements in conditions of dense urban and in-dustrial development. References 9, tables 6, figures 2. Key words: grounding device, grounding resistance, full-scale measurements, technique, three-electrode installation, zero potential point, system of equations.

Ювілеї


ЮХИМЧУК ВЛАДИМИР ДАНИЛОВИЧ (к 80-летию со дня рождения)

30 мая свой 80-летний юбилей отмечает профес-

сор кафедры электрических машин Национального технического университета «Харьковский политехни-ческий институт» Юхимчук Владимир Данилович.

С 1962 года Юхимчук В.Д. – студент-вечерник, а параллельно – лаборант, механик, учебный мастер, инженер и заве-дующий лабораторией кафедры электрических машин.

В 1971 году начинается его научно-педагогическая деятель-ность – он ассистент, старший на-учный сотрудник, а в 1980 году, после окончания заочной аспиран-туры – успешная защита кандидат-ской диссертации на тему «Модер-низация двигателей постоянного тока при питании от пульсирующе-го напряжения».

С 1982 года Владимир Дани-лович – доцент кафедры «Электри-ческие машины». С этого времени начинает ярко проявляться его дар педагога, методиста, ученого-практика. Основные усилия Юхимчук В.Д. направляет на объединение теоретических знаний с практической подготовкой будущих специалистов на электромашиностроитель-ных предприятиях Харькова и других городов.

За время работы на кафедре Владимир Данило-вич подготовил и преподавал курсы – «Эксплуатация, ремонт и диагностика электрических машин», «Технология обмоточно-изоляционного производст-ва», «Технология производства электрических машин», «Технология производства электрических микромашин», «Технология производства электриче-ских машин большой мощности».

В декабре 2007 года Ученый Совет НТУ «ХПИ» присваивает Юхимчуку В.Д. звание профессора нашего университета. Он является автором более ста научных работ, из них 24 авторских заявок и патен-тов, автор 30 учебно-методических пособий, трех учебных пособий с грифом Министерства образова-ния Украины – «Технология ремонта машин посто-янного тока» и «Технология производства электри-ческих машин» в двух томах. Эти труды, без преуве-личения, стали настольными книгами десятков специалистов-электромашиностроителей в нашей стране, а также в ближнем и дальнем зарубежье. Свой юбилей Владимир Данилович отметил вы-ходом в свет учебника «Технологія виробництва

електричних машин» для студентов высших учеб-ных заведений, а Академия технологических наук приняла его в свои ряды.

Владимир Данилович уделяет много внимания совершенствованию учебного процесса, подготовке

молодых преподавателей. Особен-но следует отметить его работу по обновлению лабораторной базы и созданию учебно-методического обеспечения всех видов учебных занятий, созданию и приобретению плакатов, стендов, деталей, узлов и макетов электрических машин.

Юхимчук В.Д. имеет тесные связи практически со всеми элек-тротехническими предприятиями Украины. Бывшие студенты Владимира Даниловича стали директорами электромашинострои-тельных предприятий, главными инженерами, главными конструкто-рами, начальниками управлений, служб, отделов, ведущими специа-

листами. Для многих из них первое знакомство с пред-приятием началось на тех заводских экскурсиях, кото-рые проводил по своим читаемым дисциплинам Владимир Данилович.

Основные направления его научной деятельно-сти – расчет, конструирование и экспериментальные исследования электрических машин общепромыш-ленного назначения и рудничных тяговых электро-двигателей, а также конструктивная разработка и исследования высокомоментных низкооборотных электродвигателей с катящимся ротором.

В начале 70-х он разработал логотип нашей институтской многотиражки, который просущество-вал около 20 лет.

Человек высокой эрудиции, такта, доброжела-тельности и юмора – таким его любят и уважают студенты и сотрудники кафедры и университета.

Такие люди делают нашу историю. Коллектив учебно-научного института электро-

энергетики, электроники и электромеханики, кафедры «Электрические машины», многочисленные друзья и коллеги поздравляют Владимира Даниловича с юби-леем, желают ему и его близким крепкого здоровья, счастья и творческих успехов во всех сферах его многогранной деятельности.

Редакция журнала «Електротехніка і електроме-ханіка» присоединяется к этим пожеланиям.

Інформація


МІЖНАРОДНИЙ СИМПОЗІУМ ПРОБЛЕМИ ЕЛЕКТРОЕНЕРГЕТИКИ, ЕЛЕКТРОТЕХНІКИ

ТА ЕЛЕКТРОМЕХАНІКИ (SIEMA'2018)

INTERNATIONAL SYMPOSIUM PROBLEMS OF ELECTRIC POWER ENGINEERING, ELECTRICAL

ENGINEERING AND ELECTROMECHANICS (SIEMA'2018)

Шановні колеги! Оргкомітет Симпозіуму має честь запросити Вас і зацікавлених співробітників Вашої установи при-йняти участь у XXI Міжнародному симпозіумі «Проблеми електроенергетики, електротехніки та електромеханіки» (SIEMA'2018), який відбудеться 25 - 26 жовтня 2018 р. за адресою: НТУ «ХПІ» (електротехнічний корпус) вул. Кирпичова, 2, м. Харків, 61002, Україна. У симпозіумі приймуть участь: завідувачі кафедр, що ведуть підготовку фахівців за спеціальністю 141 Електроенергетика, Електро-техніка і Електромеханіка, а також провідні викла-дачі ВНЗ України та інших країн; представники науково-дослідних організацій, що займаються проблемами, пов’язаними з електро-енергетикою, електротехнікою і електромеханікою; представники підприємств – розробників елект-ричних машин, апаратів та інших електротехніч-них пристроїв; представники підприємств – споживачів елект-роустаткування; представники проектних організацій; представники комерційних організацій електро-технічного профілю. Учасникам симпозіуму надається можливість опу-блікувати доповіді. Публікації будуть видані як спе-ціальний випуск Вісника НТУ «ХПІ» та в журналі «Електротехніка і електромеханіка» (ЕІЕ), що вхо-дять до Переліку фахових видань ВАК України та індексується у наукометричних базах (Index Co-pernicus, РИНЦ, тощо), а журнал ЕІЕ, починаючи з 2015 р., індексується в базі Web of Science Core Collection. Учасники можуть виступити на пленарному засі-данні та на засіданнях секцій. СЕКЦІЇ СИМПОЗІУМУ 1. Теоретична електротехніка та електромагніт-

на сумісність. 2. Електричні машини. 3. Електричні апарати. 4. Сильні електричні і магнітні поля. 5. Електроізоляційна і кабельна техніка. 6. Передача електричної енергії. 7. Автоматизація та кібербезпека енергетичних

систем Детальнішу інформацію стосовно Симпозіуму та умов участі у ньому можна отримати на сайті кафедри «Електричні апарати»: web.kpi.kharkov.ua/ea, web.kpi.kharkov.ua/siema З повагою до Вас Голова оргкомітету Ректор НТУ «ХПІ» Професор Є.І. Сокол Координатор симпозіуму Професор Б.В. Клименко Телефони для довідок: (057) 707 62 81, 050 653 49 82, 096 987 20 85 Факс: (057) 707 66 01. E-Mail: [email protected]

Dear Colleagues, the Organizing Committee of the Symposium has the honor to invite you and interested employees of your institution to participate in XXI International Sympo-sium «Problems of Electric Power Engineering, Elec-trical Engineering and Electromechanics» (SIEMA'2018) which will take place on 25th – 26th of October, 2018 at the NTU «KhPI» (Electrical Engineer-ing Building), Kyrpychov Str. 2, Kharkiv, UA-61002. In the Symposium will take part: • Heads of Departments conducting training in the spe-cialty 141 Electric Power Engineering, Electrical Engi-neering and Electromechanics as well as leading Uni-versity Professors from Ukraine and other countries; • representatives of research institutions dealing with problems related to Electric Power Engineering, Elec-trical Engineering and Electromechanics; • representatives of enterprises - developers of electric machines, apparatus and other electrical equipment; • representatives of enterprises - consumers of electri-cal equipment; • representatives of design institutions; • representatives of commercial institutions of electrical engineering profile. Participants of the Symposium will have the opportu-nity to publish their papers. Papers will be published as a special issue of the Bulletin of the NTU «KhPI» and in the Journal «Electrical Engineering & Electrome-chanics» (E&E) which are included in the list of pro-fessional editions of the Higher Attestation Commis-sion of Ukraine and indexed in scientometric databases (Index Copernicus, РИНЦ, etc.), and the E&E Journal since 2015 is indexed in the Web of Science Core Col-lection database. Participants can make presentations at the plenary and sectional sessions. SYMPOSIUM SECTIONS 1. Theoretical electrical engineering and

electromagnetic compatibility. 2. Electric machines. 3. Electrical apparatus. 4. High electric and magnetic fields. 5. Electrical insulating and cable engineering. 6. Transmission of electric energy. 7. Automation and cybersecurity of power systems. More detailed information regarding the Symposium and conditions of participation can be found on the site of the Department for Electric Apparatus: web.kpi.kharkov.ua/ea, web.kpi.kharkov.ua/siema Sincerely yours, Head of the Organizing Committee Rector of the NTU “KhPI” Professor Ye.I. Sokol Symposium Coordinator Professor B.V. Klymenko Contact: phone (+380) 57 707 62 81, (+380) 50 653 49 82, (+380) 96 987 20 85, fax: (+380) 57 707 66 01. E-Mail: [email protected]

Documents

ЕЛЕКТРОТЕХНІКАlibrary.kpi.kharkov.ua/files/JUR/ee_2018_3.pdf · 2019. 5. 20. · ISSN 2074-272X. Електротехніка і Електромеханіка. 2018.№3